CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACIÓN EN … · 2.4.2.1 Código de soldadura estructural en acero...
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CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACIÓN EN MATERIALES DIVISIÓN DE ESTUDIOS DE POSGRADO ESTUDIO DE MÉTODOS DE PRECALENTAMIENTO EN ACEROS AL CARBONO UTILIZADOS EN LA FABRICACIÓN DE COMPONENTES PARA MAQUINARIA PESADA POR PROCESOS DE SOLDADURA POR ARCO POR ALBERTO VALENTÍN ZAMORA LÓPEZ MONOGRAFÍA EN OPCIÓN COMO ESPECIALISTA EN TECNOLOGÍA DE LA SOLDADURA INDUSTRIAL SALTILLO, COAHUILA 23 DE SEPTIEMBRE 2013
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CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACIÓN EN MATERIALES
DIVISIÓN DE ESTUDIOS DE POSGRADO
ESTUDIO DE MÉTODOS DE PRECALENTAMIENTO EN ACEROS AL CARBONO UTILIZADOS EN LA FABRICACIÓN DE COMPONENTES PARA
MAQUINARIA PESADA POR PROCESOS DE SOLDADURA POR ARCO
POR
ALBERTO VALENTÍN ZAMORA LÓPEZ
MONOGRAFÍA
EN OPCIÓN COMO ESPECIALISTA EN TECNOLOGÍA DE LA SOLDADURA INDUSTRIAL
SALTILLO, COAHUILA 23 DE SEPTIEMBRE 2013
CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACIÓN EN MATERIALES
DIVISIÓN DE ESTUDIOS DE POSGRADO
ESTUDIO DE MÉTODOS DE PRECALENTAMIENTO EN ACEROS AL CARBONO UTILIZADOS EN LA FABRICACIÓN DE COMPONENTES PARA
MAQUINARIA PESADA POR PROCESOS DE SOLDADURA POR ARCO
POR
ALBERTO VALENTÍN ZAMORA LÓPEZ
MONOGRAFÍA
EN OPCIÓN COMO ESPECIALISTA EN TECNOLOGÍA DE LA SOLDADURA INDUSTRIAL
SALTILLO, COAHUILA 23 DE SEPTIEMBRE 2013
AGRADECIMIENTOS
A la Corporación Mexicana de Investigación en Materiales (COMIMSA), por
permitirme formar parte de ésta prestigiada institución, a todos sus integrantes y en
especial a todos los maestros que aportaron sus conocimientos para mejorar mi
formación académica.
Al Consejo Nacional de Ciencia y Tecnología (CONACYT), que mediante los
recursos económicos asignados permitieron la manutención durante el desarrollo e
investigación del presente proyecto.
A mi tutor el Dr. Felipe de Jesús García Vázquez que gracias a su orientación y
aportación de conocimientos logró guiarme por el camino indicado para poder concluir
satisfactoriamente la presente monografía.
A la empresa y al Dr. Fernando Martínez Diez por haberme permitido realizar el
proyecto en convenio con COMIMSA, y por todas las facilidades brindadas durante el
tiempo que duró la estancia, incluyendo materiales, equipo y personal de trabajo.
A la Universidad de Ferrara, Italia (UNIFE) y al Dr. Mattia Merlin por haberme
aceptado como residente extranjero en la estancia foránea, y permitirme realizar la
experimentación metalográfica del caso de estudio del presente proyecto, además de
conocer equipos y formas de trabajo diferentes.
DEDICATORIAS
Doy gracias a Dios por darme la capacidad y recursos para poder concluir
satisfactoriamente el presente trabajo, y con ello un grado más en mi carrera profesional
que me permitirá superarme y poder encontrar nuevas oportunidades de trabajo para
seguir creciendo día con día.
Dedico este trabajo a mi esposa Yenni Siller que la amo con todo mi corazón, con su
aliento logró darme ánimos para llegar hasta el fin del camino y no perderme en el
transcurso, su apoyo incondicional que siempre me ha mostrado, y gracias a la hermosa
familia que tenemos me obliga a tratar de darles lo mejor cada día de esta vida.
También dedico este trabajo a mis tres preciosas hijas Nicole, Alondra y Camila por
los días que no estuve con ellas y las tardes que no pudimos jugar, pero algún día
comprenderán que lo que yo hice fue para bien de toda la familia y para que a ellas
nunca les faltara lo suficiente.
Una dedicatoria especial es para mis padres Jorge Zamora y Elvira López, a los
cuales amo por igual y que gracias a Dios los tengo conmigo, les doy gracias por que
siempre han estado al pendiente de mi familia y nunca dejan de apoyarnos en todo lo
que se presenta.
Doy gracias a mis compañeros, a todas y cada una de las personas que permitieron
que este proyecto de vida que algún día fue un sueño se convirtiera en una realidad.
ÍNDICE
SÍNTESIS ............................................................................................................ 1
CAPÍTULO 1. INTRODUCCIÓN .......................................................................... 2
1.1 Antecedentes ............................................................................................. 2
1.2 Objetivos .................................................................................................... 4
1.2.1 Objetivo general ............................................................................... 4
1.2.2 Objetivos específicos ........................................................................ 4
1.3 Justificación ............................................................................................... 5
1.4 Planteamiento del problema ...................................................................... 5
1.5 Aportación tecnológica .............................................................................. 6
1.6 Alcance ...................................................................................................... 6
CAPÍTULO 2. ESTADO DEL ARTE .................................................................... 7
2.1 Soldadura por arco eléctrico ...................................................................... 7
2.1.1 Soldadura por arco de metal y gas ..................................................... 8
2.1.1.1 Fundamentos del proceso ........................................................... 9
2.1.1.2 Equipo ....................................................................................... 12
2.1.1.3 Gases protectores ..................................................................... 13
2.1.2 Soldadura por arco con núcleo fundente (FCAW) ........................... 13
2.1.2.1 Fundamentos del proceso ......................................................... 13
2.1.2.2 Gases protectores ..................................................................... 16
2.2 Aceros al carbono .................................................................................... 16
2.2.1 Aceros de bajo carbono .................................................................... 17
2.2.1.1 Aceros de alta resistencia y baja aleación (HSLA) ................... 18
2.2.2 Aceros de medio carbono ................................................................. 21
2.2.3 Aceros de alto carbono ..................................................................... 21
2.2.4 Aceros de ultra alto carbono ............................................................. 22
2.3 Soldabilidad de aceros ............................................................................ 22
2.4 Precalentamiento del acero ..................................................................... 23
2.4.1 Razones principales para aplicar precalentamiento ......................... 24
2.4.2 Métodos para determinar la temperatura de precalentamiento ........ 27
2.4.2.1 Código de soldadura estructural en acero ANSI/AWS D1.1 ...... 28
2.4.3 Tratamientos térmicos de soldadura ................................................ 37
2.4.3.1 Calentamiento por resistencias eléctricas con calefactores
flexibles ................................................................................................. 38
2.4.3.2 Calentamiento por inducción. ................................................... 40
2.4.3.3 Calentamiento por llama. ......................................................... 42
2.4.4 Efecto de los tratamientos térmicos de precalentamiento en la
microestructura de uniones de acero Hardox 400 mediante el proceso
GMAW ....................................................................................................... 43
2.4.5 Métodos eficientes de precalentamiento en uniones soldadas en
tuberías ..................................................................................................... 50
2.4.6 Estructura y cambios de dureza en uniones soldadas de acero
Hardox ....................................................................................................... 52
CAPÍTULO 3. ANÁLISIS Y DISCUSIÓN DE BIBLIOGRAFÍA. ........................ 56
CAPÍTULO 4. CASO DE ESTUDIO. ................................................................ 58
4.1 Metodología ............................................................................................. 59
4.2 Materiales ................................................................................................ 59
4.3 Experimentación ...................................................................................... 60
4.3.1 Proceso de soldadura ....................................................................... 63
4.3.2 Corte de especímenes ..................................................................... 64
4.3.3. Caracterización microestructural mediante microscopio óptico y
estereoscopio. .......................................................................................... 65
4.3.4 Análisis microestructural mediante microscopio electrónico de barrido
(MEB) ....................................................................................................... 70
4.3.5 Ensayo de microdureza Vickers ....................................................... 75
4.3.6 Ensayo de tensión ............................................................................ 80
4.3.7 Análisis de resultados ....................................................................... 82
CONCLUSIONES .............................................................................................. 83
TABLAS ............................................................................................................ 84
FIGURAS ........................................................................................................... 85
BIBLIOGRAFÍA ................................................................................................. 88
RESUMEN AUTOBIOGRÁFICO ....................................................................... 91
1
SÍNTESIS
Los aceros de alta resistencia y baja aleación (HSLA, por sus siglas en
inglés) poseen excelentes propiedades mecánicas gracias a los elementos
microaleantes que forman parte de su composición química, parte de los cuales
reciben tratamientos térmicos dependiendo del uso para el cual sean
diseñados, gracias a su bajo contenido de carbono hace que este tipo de
material presente buena soldabilidad.
En algunos casos los aceros HSLA son proporcionados en grandes
espesores, lo cual los hace susceptibles al agrietamiento cuando se les va a
aplicar un proceso de soldadura, por la gran cantidad de tensiones residuales
que se pueden generar debido a los diferenciales de temperatura presentes
entre el metal base y la fuente de calor.
Esto conlleva a la necesidad de reducir esos diferenciales de temperatura
aplicándole un precalentamiento a la unión justo antes de que empiece el
proceso de soldadura, el cual puede ser una pérdida de tiempo y dinero para
las empresas si no se aplica del modo correcto y con el equipo adecuado.
Debido a lo anterior se analizarán en la presente monografía algunos
métodos de precalentamiento mencionados en la literatura, con el fin de
recomendar el método más eficiente para evitar la pérdida innecesaria de
energía y obtener excelentes propiedades mecánicas en las uniones, también
se analizará el efecto metalúrgico de aplicar o no un precalentamiento a la
unión previo al proceso de soldadura.
2
CAPÍTULO 1
INTRODUCCIÓN
1.1 Antecedentes
La maquinaria pesada en general desempeña un papel muy importante en
la actualidad en el campo de la construcción, y es gracias a ella que se pueden
realizar una gran cantidad de trabajos en campos como lo son la ingeniería civil,
agrícola y minera entre otras, desde las obras más pequeñas hasta las más
grandes. Los movimientos de tierra juegan un papel interesante en el desarrollo
de obras de construcción y minería, ya que en la mayor parte de los casos se
manejan volúmenes muy grandes, como lo son en las minas, la construcción de
presas, carreteras, autopistas, canales, rellenos, etc.
Por la gran cantidad de esfuerzos que todas estas actividades implican, el
proceso de fabricación de los componentes de este tipo de maquinaria requiere
de un minucioso control de variables en los procesos de unión por fusión para
lograr las mejores propiedades posibles, entre ellas la resistencia mecánica
3
principalmente. En la producción de la maquinaria pesada se emplean por lo
general aceros de alta resistencia y baja aleación (HSLA) en diferentes
espesores, los cuales dependiendo de cuál sea su fin y proceso de unión, el
control de las variables será diferente.
Uno de los procesos de soldadura que se usa en la unión de estas placas
de grandes espesores es el proceso de soldadura de microalambre por arco y
protección de gas (GMAW), es con el que se trabajará ya que la empresa que
permitirá desarrollar el proyecto utiliza el GMAW en el 90% de sus procesos de
soldadura.
En la soldadura de placas de grandes espesores se presenta una gran
susceptibilidad de agrietamiento debido a distintas causas si el proceso no tiene
el cuidado necesario, como lo puede ser la fisuración por altos contenidos de
hidrógeno, una zona afectada por el calor (ZAC) muy amplia, grandes tensiones
residuales, mucha pérdida de calor si la placa es muy gruesa y algunas causas
más, todo esto se puede controlar si se aplica un precalentamiento mínimo, por
lo que este tema será el eje central de esta monografía.
4
1.2 Objetivos
1.2.1 Objetivo general
Reunir información bibliográfica que permita identificar el método más
efectivo de precalentamiento mínimo para la unión de placas de acero al
carbono de grandes espesores utilizadas en la fabricación de maquinaria
pesada para la industria minera.
1.2.2 Objetivos específicos
Obtener información del tipo de aceros más comunes utilizados en la
fabricación de maquinaria pesada para la industria minera, con el fin
establecer un método de precalentamiento que sea capaz de aplicarse
en distintos componentes.
Determinar si el método de precalentamiento que se utiliza actualmente
en la empresa es el adecuado.
Lograr que el precalentamiento que se aplique sea el mínimo requerido,
para evitar la pérdida innecesaria de energía y hacerlo en el menor
tiempo posible, con el fin de obtener uniones con las mejores
características posibles y libres de fallas.
Realizar experimentación para analizar y comprender el efecto que el
precalentamiento tiene en las propiedades mecánicas de las uniones
soldadas.
5
1.3 Justificación
La realización de esta monografía es importante porque permitirá analizar
los distintos tipos de precalentamiento que existen para placas de grandes
espesores y así lograr implementar el más efectivo y menos costoso para la
empresa, ya que actualmente los costos que este proceso genera son muy
altos, porque la mayoría de los componentes que se utilizan dentro de la
empresa para la producción de maquinaria pesada requieren de un
precalentamiento mínimo para poder ser unidos por soldadura.
1.4 Planteamiento del problema
En los procesos de fabricación de componentes para maquinaria pesada de
la industria minera se utilizan grandes piezas y placas, las cuales al momento
de ser unidas no pueden ser soldadas simplemente a temperatura ambiente,
porque esto genera distorsiones y fallas del material al momento de su
enfriamiento, es por eso que la mayor parte de las piezas a ser unidas por
fusión llevan como parte de este proceso un precalentamiento que varía
dependiendo de las características y espesor del material, siendo este método
una gran pérdida de tiempo y dinero para las empresas si no se aplica del modo
correcto y con el procedimiento adecuado.
6
1.5 Aportación tecnológica
La elaboración de un documento de consulta básica que explique y detalle
una metodología para poder realizar o determinar un precalentamiento
adecuado en función de la geometría de las piezas para componentes de
fabricación en la industria minera, esto tendría repercusión en la calidad de la
fabricación de estos componentes y disminuiría los ensayos de prueba y error.
1.6 Alcance
La presente monografía pretende realizar una recopilación de información
tecnológica que permita implementar el mejor método posible para poder
alcanzar la temperatura mínima necesaria para unir componentes, los cuales
estarán sometidos a grandes cargas de trabajo, por lo que las propiedades que
se necesitan obtener deben ser las mejores posibles en cuestión de resistencia
mecánica.
7
CAPÍTULO 2
ESTADO DEL ARTE
2.1 Soldadura por arco eléctrico [1]
Los orígenes de la soldadura se remontan a épocas antiguas. Alrededor del
año 1000 a.c., los egipcios y otros pueblos en el área oriental del Mediterráneo
aprendieron a obtener la soldadura por forja. No fue sino hasta el siglo XIX que
se establecieron las bases tecnológicas de la soldadura moderna. Durante este
periodo se hicieron dos descubrimientos importantes, ambos atribuidos al
científico inglés Sir Humphrey Davy: 1) el arco eléctrico y 2) el gas acetileno.
Alrededor de 1801, Davy observó que podía generarse un arco eléctrico
entre dos electrodos de carbono. Sin embargo, fue hasta mediados del siglo
XIX, cuando se inventó el generador eléctrico, que hubo la corriente eléctrica
suficiente para sostener una soldadura con arco eléctrico. Fue el ruso Nikolai
Bernardos, preparando un laboratorio en Francia, quien concedió una serie de
patentes para el proceso de soldadura con electrodo de carbono (una en
8
Inglaterra en 1885 y otra en Estados Unidos en 1887). Al terminar el siglo XIX,
la soldadura con electrodo de carbono se había convertido en un proceso
comercial muy difundido para unir metales.
Los inventos de Bernardos parecen haberse limitado a la soldadura con
electrodo de carbono. En 1892, un estadounidense llamado Charles Coffin
obtuvo una patente en Estados Unidos para desarrollar un proceso de
soldadura con arco eléctrico, utilizando un electrodo de metal. La característica
singular fue que el electrodo agregó un relleno de metal a la unión soldada (el
proceso de soldadura con arco eléctrico de carbono no deposita un material de
aporte). Después se desarrolló la idea de recubrir el electrodo de metal (para
proteger el proceso de soldadura de la atmósfera), y desde 1900 se hicieron
mejoramientos al proceso de soldadura con arco eléctrico metálico en Inglaterra
y Suecia.
2.1.1 Soldadura por arco de metal y gas
La soldadura por arco de metal y gas (gas metal arc welding, GMAW) es un
proceso de soldadura por arco que emplea un arco entre un electrodo continuo
de metal de aporte y el charco de soldadura. El proceso se realiza bajo un
escudo de gas suministrado externamente y sin aplicación de presión.
GMAW puede operar en modalidad mecanizada, semiautomática o
automática. Todos los metales de importancia comercial, como el acero al
carbono, el acero de baja aleación de alta resistencia mecánica, el acero
inoxidable, el aluminio, el cobre, el titanio y las aleaciones de níquel se pueden
9
soldar en cualquier posición con este proceso escogiendo el gas protector,
electrodo y variables de soldadura apropiados [2].
2.1.1.1 Fundamentos del proceso
a) Principios de operación
El proceso GMAW se basa en la alimentación automática de un electrodo
continuo consumible que se protege mediante un gas de procedencia externa.
El proceso se muestra en la Figura 2.1. Una vez que el operador ha hecho los
ajustes iniciales, el equipo puede regular automáticamente las características
eléctricas del arco. Por todo esto, en efecto, los únicos controles manuales que
el soldador requiere para la operación semiautomática son los de velocidad y
dirección del desplazamiento, así como también el posicionamiento de la pistola
de soldadura [2].
Figura 2.1. Proceso de soldadura por arco de metal y gas [2].
10
Los componentes básicos del equipo son la unidad de pistola soldadora y
cables, la unidad de alimentación del electrodo, la fuente de potencia y la fuente
de gas protector [2]. (Figura 2.2)
Figura 2.2. Diagrama del equipo para soldadura por arco de metal y gas [2].
La pistola guía el electrodo consumible y conduce la corriente eléctrica y el
gas protector al trabajo, de modo que proporciona la energía para establecer y
mantener el arco y fundir el electrodo, además de la protección necesaria contra
la atmósfera del entorno [2].
b) Mecanismos de transferencia
La mejor forma de describir las características del proceso GMAW, es en
términos de los mecanismos básicos empleados para transferir metal del
electrodo al trabajo:
11
1. Transferencia en cortocircuito.
2. Transferencia globular.
3. Transferencia por aspersión.
4. Transferencia por arco pulsado.
1.- Transferencia en corto circuito
Este tipo de transferencia abarca el intervalo más bajo de corrientes de
soldadura y de diámetros de electrodo asociados al proceso GMAW. La
transferencia en cortocircuito produce un charco de soldadura pequeño, de
rápida solidificación, que generalmente es apropiado para unir secciones
delgadas, soldar fuera de posición y tapar aberturas de raíz anchas [2].
2.- Transferencia globular
Con un electrodo positivo (CCEP), hay transferencia globular cuando la
corriente es relativamente baja, sea cual sea el gas protector empleado. Sin
embargo, con dióxido de carbono y helio este tipo de transferencia ocurre con
todas las corrientes de soldadura útiles. La transferencia globular se caracteriza
por un tamaño de gota mayor que el diámetro del electrodo [2].
3.- Transferencia por aspersión
Con un escudo rico en argón, es posible producir una modalidad de
transferencia de "rocío axial" muy estable y libre de salpicaduras. Para esto es
preciso usar corriente continua con el electrodo positivo (CCEP) y un nivel de
corriente por encima de un valor crítico conocido como corriente de transición.
Por debajo de este nivel, la transferencia se realiza en modo globular [2].
4.- Transferencia por arco pulsado
Se trata de un proceso avanzado de transferencia por aspersión con
corriente media – baja. La pulsación de corriente reduce la entrada de calor en
general sin salpicaduras. Este proceso funciona mediante la formación de una
gota de metal fundido en el extremo del electrodo por el pulso de corriente [27].
12
c) Variables del proceso [2]
Las que siguen son algunas de las variables que afectan la penetración de
la soldadura, la geometría de la franja y la calidad global de la soldadura:
1. Corriente de soldadura (velocidad de alimentación del electrodo).
2. Polaridad.
3. Voltaje del arco (longitud del arco).
4. Velocidad de recorrido.
5. Extensión del electrodo.
6. Orientación del electrodo (ángulo respecto a la dirección de
desplazamiento).
7. Posición de la unión que se va a soldar.
8. Diámetro del electrodo.
9. Composición y tasa de flujo del gas protector.
2.1.1.2 Equipo
El proceso GMAW se puede usar en forma semiautomática o automática. El
equipo básico para cualquier instalación de GMAW consiste en lo siguiente:
1. Pistola soldadora (enfriada por aire o agua).
2. Unidad de alimentación del electrodo.
3. Control de soldadura.
4. Fuente de potencia para soldadura.
5. Suministro regulado de gas protector.
6. Suministro de electrodo.
7. Cables y mangueras para interconexión.
8. Sistema de circulación de agua (para sopletes enfriados por agua).
13
2.1.1.3 Gases protectores
La función primaria del gas protector es impedir que la atmósfera entre en
contacto con el metal de soldadura fundido. Esto es necesario porque la mayor
parte de los metales, al calentarse hasta su punto de fusión en aire, presentan
una marcada tendencia a formar óxidos y, en menor grado, nitruros. Además, el
oxígeno reacciona con el carbono del acero fundido para formar monóxido y
dióxido de carbono. Estos diversos productos de reacción pueden causar
deficiencias de la soldadura, como escoria atrapada, porosidad y pérdida de
ductilidad del metal de soldadura.
2.1.2 Soldadura por arco con núcleo fundente (FCAW)
2.1.2.1 Fundamentos del proceso
La soldadura por arco con núcleo de fundente (flux cored arc welding,
FCAW) es un proceso de soldadura por arco que aprovecha un arco entre un
electrodo continuo de metal de aporte y el charco de soldadura. Este proceso
se emplea con protección de un fundente contenido dentro del electrodo
tubular, con o sin un escudo adicional de gas de procedencia externa, y sin
aplicación de presión [3]. (Figura 2.3)
14
Figura 2.3. Soldadura por arco con núcleo fundente [3].
El electrodo con núcleo de fundente es un electrodo tubular de metal de
aporte compuesto que consiste en una funda metálica y un núcleo con diversos
materiales pulverizados. Durante la soldadura, se produce un manto de escoria
abundante sobre la superficie de la franja de soldadura.
El proceso FCAW tiene dos variaciones principales que difieren en su
método de protección del arco y del charco de soldadura contra la
contaminación por gases atmosféricos (oxígeno y nitrógeno). Una de ellas, la
FCAW con autoprotección, protege el metal fundido mediante la
descomposición y vaporización del núcleo de fundente en el calor del arco. El
otro tipo, la FCAW con escudo de gas, utiliza un flujo de gas protector además
de la acción del núcleo de fundente. En ambos métodos, el material del núcleo
del electrodo proporciona una cubierta de escoria sustancial que protege el
metal de soldadura durante su solidificación [3].
15
a) Características principales
Los beneficios de FCAW se obtienen al combinarse tres características
generales:
a) La productividad de la soldadura de alambre continuo.
b) Las cualidades metalúrgicas que pueden derivarse de un
fundente.
c) Una escoria que sustenta y moldea la franja de soldadura.
b) Aplicaciones principales
En muchas aplicaciones, el principal atractivo de la soldadura por arco con
núcleo de fundente, en comparación con la de arco de metal protegido, es la
mayor productividad.
La FCAW tiene amplia aplicación en trabajos de fabricación en taller,
mantenimiento y construcción en el campo. Se ha usado para soldar ensambles
que se ajustan al Código de calderas y recipientes de presión de la ASME, a las
reglas del American Bureau of Shipping y a ANSI/AWS D1.1, Código de
soldadura estructural – Acero.
Se han usado electrodos de acero inoxidable con núcleo de fundente,
autoprotegidos y con escudo de gas, para trabajos de fabricaron en general,
recubrimiento, unión de metales disímiles, mantenimiento y reparación [3].
16
2.1.2.2 Gases protectores
Dióxido de carbono. El dióxido de carbono (CO2) es el gas protector más
utilizado para soldadura por arco con núcleo de fundente. Dos ventajas de este
gas son su bajo costo y la penetración profunda que permite lograr.
Mezcla de gases. Las mezclas de gases empleadas en la soldadura por
arco con núcleo de fundente pueden combinar las ventajas individuales de dos
o más gases. Cuanto mayor sea el porcentaje de gas inerte en las mezclas con
CO2, u oxígeno, mayor será la eficiencia de transferencia de los desoxidantes
contenidos en el núcleo. El argón puede proteger el charco de soldadura a
todas las temperaturas a las que se suelda. Su presencia en cantidades
suficientes en una mezcla de gas protector da como resultado menor oxidación
que con un escudo de CO2 al 100%.
La mezcla de uso más común en FCAW con escudo de gas consiste en
75% de argón y 25% de dióxido de carbono. Las mezclas de gases con alto
contenido de argón, como 95% de argón, 5% de O2, casi no se usan con
electrodos con núcleo de fundente porque se pierde la cubierta de escoria [3].
2.2 Aceros al carbono
Los aceros al carbono están dentro de la clasificación de las aleaciones
ferrosas, dentro de los aceros de baja aleación como lo muestra la Figura 2.4.
17
Figura 2.4. Clasificación de varias aleaciones ferrosas [5].
Las variaciones de carbono tienen el mayor efecto sobre las propiedades
mecánicas, un incremento de carbono lleva a aumentar la dureza y la fuerza.
Así los aceros al carbono generalmente se clasifican en función de su contenido
de carbono. Generalmente hablando, los aceros al carbono contienen hasta el
2% del total de elementos aleantes y se pueden subdividir en aceros de bajo
carbono, medio carbono, alto carbono y aceros de ultra alto carbono, cada una
de estas designaciones se describe a continuación [4].
2.2.1 Aceros de bajo carbono
Contienen hasta un máximo de 0.30% de carbono. La categoría más grande
de este tipo de acero es de productos planos laminados (hoja o tira) por lo
general en la condición de laminado en frío y recocido. El contenido de carbono
de estos aceros de alta conformabilidad es muy bajo, menos del 0.10% de C,
18
con un máximo de 0.4% de Mn. Los usos típicos son en paneles de la
carrocería del automóvil, placas estañadas y productos de alambre. Para placas
estructurales de acero laminadas y secciones, el contenido de carbono puede
incrementar hasta aproximadamente el 0.30% con mayor manganeso hasta
1.5%. Estos últimos materiales pueden ser utilizados para piezas estampadas,
piezas forjadas, tubos sin costura y placas de caldera [4].
Estos aceros, de hecho, incluyen tanto los aceros al carbono con un
máximo de 0.15% de C, llamados aceros de bajo carbono, y aquellos con
0.15%-0.30% de C, llamados aceros suaves [8].
2.2.1.1 Aceros de alta resistencia y baja aleación (HSLA)
Los aceros HSLA, o aceros microaleados, están diseñados para
proporcionar mejores propiedades mecánicas y/o una mayor resistencia a la
corrosión atmosférica que los aceros al carbono convencionales. Estos no se
consideran que son aceros de aleación en el sentido normal debido a que están
diseñados para satisfacer determinadas propiedades mecánicas en lugar de
una composición química (los aceros HSLA tienen límites elásticos de más de
275 Mpa, o 40 Ksi). La composición química de un acero HSLA específico
puede variar para diferentes espesores del producto para cumplir con los
requisitos de propiedades mecánicas. Los aceros HSLA tienen bajo contenido
de carbono (0.05 a 0.25% de C) con el fin de producir una adecuada
conformabilidad y soldabilidad, y tienen contenidos de manganeso de hasta
2.0%. Pequeñas cantidades de cromo, níquel, molibdeno, cobre, nitrógeno,
vanadio, niobio, titanio y zirconio se utilizan en diversas combinaciones [4].
19
Los aceros HSLA están diseñados para proporcionar fortalezas superiores
que aquellas de los aceros al carbono, generalmente con mínima resistencia a
la fluencia, de 275-550 Mpa (40-80ksi). Además de manganeso (hasta
aproximadamente 1.5%) y silicio hasta (hasta aproximadamente el 0.7%), como
en los aceros al carbono, los aceros HSLA contienen a menudo cantidades muy
pequeñas de niobio (hasta alrededor de 0.05%), vanadio (hasta alrededor de
0.1%) y titanio (hasta aprox. 0.07%) para asegurar tanto el refinamiento de
grano y el endurecimiento por precipitación. Como tal, también se les llama
aceros microaleados. Típicamente el contenido de carbono es menor que 0.2%
y el total del contenido de la aleación es menor que 2% [8].
Los aceros HSLA son comúnmente proporcionados en condición de
laminado en bruto. También se pueden suministrar de forma controlada por
laminación, normalizado, endurecido por precipitación para satisfacer las
propiedades específicas requeridas. Las principales aplicaciones de los aceros
HSLA incluyen las tuberías de gas y aceite, barcos, estructuras cerca de la
costa, automóviles, equipo de obras carreteras y recipientes a presión [4].
Acero Hardox 450 [11]
Acero estructural microaleado de alta resistencia tratado térmicamente que
se presenta en forma de placas de hasta 80 mm de espesor.
Aplicación. Estructuras tales como revestimientos en las cajas de los
camiones donde la placa necesita hasta 450 BHN de dureza nominal para la
resistencia a la abrasión y también se utiliza como placa base de la caja de los
camiones de minería.
20
Composición química. En la Tabla 2.1 se muestran los rangos de
composición química de los elementos del acero Hardox 450 y en la Tabla 2.2
se muestra la composición química del acero con el que se trabajó, el cual está
dentro del rango permitido.
Tabla 2.1. Composición química del acero Hardox 450 [11].
C
Max%
Si
Max%
Mn
Max%
P
Max%
S
Max%
Cr
Max%
Ni
Max%
Mo
Max%
B
Max%
0.26 0.70 1.60 0.020 0.010 1.40 1.0 0.60 0.005
Tabla 2.2. Composición química del acero Hardox 450 (Cortesía Equipos Monterrey).
C Mn P S Si Cu Ni
0.150 1.244 0.0125 0.0036 0.209 0.027 0.012
Cr V Mo Ti Al Nb B
0.134 0.007 0.138 0.037 0.019 0.012 0.0008
Propiedades mecánicas. En la Tabla 2.3 se muestran las propiedades
mecánicas del acero Hardox 450 y en la Tabla 2.4 se muestran las
temperaturas de precalentamiento recomendadas para la soldadura de este
acero dependiendo del espesor.
Tabla 2.3. Propiedades mecánicas del acero Hardox 450 [11].
Espesor en mm. Dureza HBW
Min- máx.
Resistencia a la
cedencia, MPa
Resistencia a la
Tensión, MPa
3 – 40 425 – 475 1100 – 1300 1400
40 – 80 400 – 475 1050 – 1300 1400
21
Tabla 2.4. Temperaturas mínimas de precalentamiento e interpasadas en diferentes espesores de placa (mm) [11].
2.2.2 Aceros de medio carbono
Son similares a los aceros de bajo carbono excepto que el carbono oscila
desde 0.30% hasta 0.60% y el manganeso de 0.60% a 1.65%. El aumento de
contenido de carbono hasta aproximadamente 0.5% acompañado con un
aumento de manganeso permite aceros de medio carbono para ser usados en
la condición de templado y revenido. Los usos de aceros de medio carbono-
manganeso incluyen ejes, acoplamientos, cigüeñales, engranes y piezas
forjadas. Aceros dentro del rango de 0.40% a 0.60% de C son también usados
para rieles, ruedas de ferrocarril y ejes ferroviarios [4].
2.2.3 Aceros de alto carbono
Contienen desde 0.60 a 1.00% de C con contenidos de manganeso que van
desde 0.30 a 0.90%. Los aceros de alto contenido de carbono se utilizan para
materiales elásticos y cables de alta resistencia [4].
22
Estos aceros incluyen los aceros al carbono con 0.30-0.50% de carbono,
llamados aceros de medio carbono, y aquellos con 0.50-1.00% de carbono,
llamados aceros de alto carbono [8].
2.2.4 Aceros de ultra alto carbono
Son aleaciones experimentales que contienen aproximadamente de 1.25%
a 2.0% de C. Estos aceros son termomecánicamente procesados para producir
microestructuras que consisten de partículas ultrafinas, granos equiaxiales de
ferrita y una distribución uniforme de finas, esféricas, discontinuas partículas de
carburos proeutectoides. Tales microestructuras en estos aceros los han
llevado al comportamiento superplástico [4].
2.3 Soldabilidad de aceros
La soldabilidad según los términos y definiciones de las normas de
soldadura estructural de la AWS, es “la capacidad de un material a ser soldado
bajo las condiciones de fabricación impuestas dentro de una específica
estructura diseñada adecuadamente, y para desempeñarse adecuadamente en
el servicio al cual fue designado” [6].
Un ensayo de soldabilidad ayuda a determinar la posibilidad de
agrietamiento en frío de un acero en particular, y cuando esto ocurre el metal
base requiere de un precalentamiento justo antes de la soldadura, y de esta
forma poder reducir las velocidades de enfriamiento y evitar la formación de
estructuras de temple, las cuales son una de las causas principales para que
ocurra el fenómeno de agrietamiento. La realización de un precalentamiento
23
resulta siempre complicado para el soldador, independientemente de los gastos
referidos a la energía consumida en la operación. Aunque en investigaciones
anteriores se ha demostrado que utilizando consumibles de alta aleación, como
es el caso de los consumibles del tipo inoxidables de la serie 300, mediante un
proceso manual con electrodo revestido (SMAW), aplicado a un acero 40X, con
un enfriamiento lento posterior a la soldadura, es posible prescindir de un
precalentamiento previo, aspecto que facilita notablemente la fabricación de
piezas complejas con múltiples costuras de filete en placas de pequeños
espesores [7]. Lo anteriormente mencionado podría ser una nueva vertiente de
investigación de esta monografía, pero por cuestiones de tiempo se omitirá y se
dejará abierto para trabajos posteriores.
Los ensayos de soldabilidad y en particular los que evalúan la tendencia al
agrietamiento en frio se pueden dividir en cierta forma de la siguiente manera:
Los que utilizan las condiciones reales del proceso de soldadura en
probetas rígidamente soportadas, como son: probetas de Tekken,
ensayo Lehight, prueba de CTS (Controlled Thermal Severity – Norma
Británica BS 709), y otros.
Ensayos que contemplan el empleo de los ciclos reales de soldadura en
muestras determinadas como el método Implant.
Ensayos que imitan los ciclos de soldadura.
2.4 Precalentamiento del acero
El precalentamiento tal y como se define dentro de los términos y
definiciones de las normas de soldadura de la AWS, es “la aplicación de calor
en el metal base o sustrato para alcanzar y mantener una temperatura de
precalentamiento”. La temperatura de precalentamiento también es definida por
24
el mismo documento como “la temperatura del metal base en el volumen que
rodea el punto de soldadura inmediatamente antes de que inicie la soldadura”.
En una soldadura de múltiples pasadas, también es “la temperatura aplicada
inmediatamente antes de que la segunda y subsiguientes pasadas empiecen”
(temperatura entre pasadas) [6].
2.4.1 Razones principales para aplicar precalentamiento
Eliminar la humedad de la zona de soldadura: Típicamente, esto se lleva
a cabo calentando la superficie del material a una temperatura relativamente
baja, justo por encima del punto de ebullición del agua. Esto secará la superficie
de la placa y eliminará los contaminantes indeseables que de lo contrario
pueden causar porosidad, fragilización por hidrógeno, o formación de grietas a
través de la introducción de hidrógeno durante el proceso de soldadura.
Para disminuir el gradiente térmico: Todos los procesos de soldadura por
arco utilizan una fuente de calor de alta temperatura. Un diferencial de
temperatura pronunciada se produce entre la fuente de calor localizada y el
material base fresco que se está soldando. Esta diferencia de temperatura
provoca la expansión y contracción térmica diferencial y altas tensiones
alrededor de la zona soldada. La reducción del diferencial de temperatura
mediante el precalentamiento del material base minimizará los problemas
asociados con la distorsión y el esfuerzo residual excesivo. Si el
precalentamiento no se lleva a cabo, una gran diferencia en la temperatura
puede ocurrir entre la zona de soldadura y el material base. Esto puede causar
un enfriamiento rápido, conduciendo a la formación de martensita y fisuración
probable cuando se sueldan algunos materiales con alta templabilidad.
25
Pero así como existen razones para el precalentamiento, algunos autores
[18] han demostrado con investigaciones anteriores que también se puede
prescindir del mismo, lo cual se ha podido lograr utilizando metales de aporte
con características inferiores a las del metal base, ya que regularmente se
busca que las características del metal base y el de aporte sean similares.
Y con la técnica de usar un metal de aporte bajo la condición de baja
combinación (undermatched) como se observa en la Tablas 2.5 y 2.6, se ha
demostrado que en los aceros HSLA minimiza la tendencia a la aparición de
grietas inducidas por hidrógeno, reduciendo o hasta evitando la temperatura de
precalentamiento.
Tabla 2.5. Propiedades mecánicas del acero API 5L X80 [18].
Tabla 2.6. Propiedades mecánicas del alambre tubular E71T8-K6 [18].
En este caso en particular se habla de una soldadura de un tubo de 760 mm
de diámetro y 16 mm de espesor, con bisel en “v”, unido por el proceso FCAW,
con una pasada raíz, 5 pasadas de relleno como se muestra en la Figura 2.5 y
con 3 temperaturas de precalentamiento, temperatura ambiente, 100° y 160°C.
26
Figura 2.5. Secuencia de cordones de soldadura y regiones de la unión soldada [18].
Posteriormente se realizó un análisis estadístico para determinar la
influencia de la temperatura de precalentamiento sobre la dureza de la unión
mostrada en la Figura 2.6, también los resultados de los ensayos de tracción los
cuales se muestran en la Tabla 2.7 y se observó que no hubo influencia
significativa sobre el comportamiento de las propiedades antes mencionadas.
Figura 2.6. Comportamiento de la dureza en las tres regiones, influenciada por la temperatura de precalentamiento [18].
27
Tabla 2.7. Resultados de los ensayos de tracción [18].
2.4.2 Métodos para determinar la temperatura de
precalentamiento
Existen numerosos métodos propuestos para determinar o estimar la
necesidad de precalentar en la soldadura de aceros. Estos métodos consideran
algunos o todos los factores que influyen en la fisuración en frío: composición
química del acero, difusión de hidrógeno, calor aportado, espesor del metal
base, tensiones residuales en la soldadura y restricción de la junta. Algunos de
los métodos más conocidos y aplicados para el cálculo de la temperatura de
precalentamiento son los siguientes [6]:
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
Código de soldadura estructural en acero ANSI/AWS D1.1
Método de la Carta
28
En esta monografía se adopta como método alternativo la utilización del
criterio aplicado por el código ANSI/AWS D1.1. Este criterio utiliza dos métodos
básicos para estimar las condiciones de soldadura para evitar la fisuración en
frío [6]:
a) Control de dureza en la ZAC
b) Control de hidrógeno
2.4.2.1 Código de soldadura estructural en acero ANSI/AWS D1.1
a) Control de dureza de la ZAC
Las disposiciones de este método están restringidas a las soldaduras de
filete. Básicamente este método se basa en la suposición de que una fisura no
ocurrirá si la dureza de la ZAC se mantiene debajo de un valor crítico. Esto se
logra controlando la velocidad de enfriamiento dependiendo de la templabilidad
del acero. La templabilidad del acero se relaciona con su propensión a la
formación de una ZAC de alta dureza, por lo tanto los aceros con gran
templabilidad pueden producir una ZAC de alta dureza a velocidades de
enfriamiento inferiores a las correspondientes a aceros con menor
templabilidad.
La selección de la dureza crítica dependerá en un número de factores tales
como tipo de acero, nivel de hidrógeno, restricción, y condiciones de servicio.
Los ensayos de laboratorio con soldadura de filete muestran que la fisuras en la
ZAC no ocurren si el valor de Dureza Vickers (HV) es menor que 350 HV,
incluso con electrodos de alto hidrógeno. Con electrodos de bajo hidrógeno, se
puede admitir una dureza menor o igual que 400 HV sin evidencia de fisuras.
29
La velocidad de enfriamiento crítica para una dureza dada, puede ser
relacionada aproximadamente con el carbono equivalente del acero, debido a
que la relación es sólo aproximada, la curva que se muestra en la Figura 2.7
puede ser conservadora para aceros al carbono o carbono-manganeso y por
esto permiten el uso de curvas de elevada dureza con mínimo riesgo [6].
Figura 2.7. Velocidad de Enfriamiento Crítica para 350 HV y 400 HV [6].
Nota: CE = C + (Mn+Si)/6 + (Cr + Mo +V)/5 + (Ni+ Cu)/15
En la ecuación anterior cuando el carbono equivalente excede de 0.35% se
recomienda precalentar para minimizar la susceptibilidad al agrietamiento por
hidrógeno. A niveles más altos de carbono equivalente, puede ser requerido
precalentamiento y post-calentamiento [25].
Algunos aceros de baja aleación o microaleados de laminado termo
controlado, particularmente, aquellos que contienen niobio (Nb), pueden ser
más templables que lo indicado por la Figura 2.7 y se recomienda el uso de una
curva de dureza más baja.
30
A pesar que el método puede ser usado para determinar el nivel de
precalentamiento, su finalidad más importante es la de determinar el mínimo
calor aportado (y por ende el mínimo tamaño de soldadura) que impide un
endurecimiento excesivo. Es particularmente útil para determinar el tamaño
mínimo de soldaduras de una sola pasada en filete que podrán ser depositadas
sin precalentamiento.
La aproximación por dureza no considera la posibilidad de fisura del metal
de soldadura. Sin embargo, de la experiencia se encuentra que el calor
aportado determinado por este método es adecuado normalmente para impedir
las fisuras en el metal de soldadura. Esto ocurre, en la mayoría de los casos, en
soldaduras de filete si el material de aporte no es de alta resistencia y es en
general de bajo hidrógeno.
Debido a que este método depende solamente del control de dureza de la
ZAC, el nivel de hidrógeno y el nivel de restricción no se consideran
importantes. Este método no es aplicable a aceros templados y revenidos [6].
b) Control de hidrógeno
El método de control del hidrógeno se basa en la hipótesis que la fisura no
ocurrirá si la cantidad promedio de hidrógeno que permanece en la unión luego
que fue enfriada hasta los 50°C, no excede un valor crítico que depende de la
composición del acero y el grado de restricción. Usando este método se puede
estimar la temperatura de precalentamiento necesaria para permitir la difusión
de suficiente hidrógeno fuera de la unión [6].
31
Este método está basado principalmente en los resultados de ensayos de
soldadura utilizando unión con bisel de penetración parcial (JPP) soldada con
restricción. El metal de soldadura usado en los ensayos iguala las propiedades
del metal base. No se han realizado ensayos extensivos de este método en
soldadura de filete; sin embargo, teniendo en cuenta la restricción, ha sido
adaptado adecuadamente para dichas soldaduras.
Una determinación del nivel de restricción y del nivel de hidrógeno original
en el charco de soldadura es requerida por el método del hidrógeno.
En esta guía la restricción está clasificada como alta, mediana y baja, y la
categoría debe ser establecida por la experiencia.
El método de control del hidrógeno está basado en un único cordón de
soldadura de bajo calor aportado que representa una pasada de raíz y asume
que la ZAC se endurece. Este método es particularmente útil para aceros de
baja aleación y alta resistencia que tengan muy alta templabilidad, donde el
control de dureza no es siempre factible. En consecuencia, debido a la
consideración que la ZAC se endurece totalmente, el calentamiento predicho
puede ser muy conservador para aceros al carbono [6].
c) Selección del método (D1.1)
Para seleccionar el método de control de dureza o control de hidrógeno
para determinar la temperatura de precalentamiento mínima de acuerdo al
32
código de soldadura estructural D1.1 se recomienda seguir el procedimiento
siguiente [6]:
Determinar el carbono equivalente, de acuerdo a la siguiente fórmula:
Para el acero que se está utilizando sería el siguiente:
Se utiliza la fórmula anterior en base a los resultados obtenidos por varios
autores [15,24] quienes han realizado un estudio de varias fórmulas de carbono
equivalente disponibles en la literatura, las cuales se encuentran en la Tabla 2.8
y el efecto del contenido microestructural en las propiedades mecánicas del
metal de soldadura, y han determinado que las ecuaciones que mejor
determinan las propiedades generales son la de CEWM, Cottrell y AWS D1.1.
Tabla 2.8. Fórmulas de carbono equivalente [15].
33
Localizar la zona de posición del acero en la Figura 2.8
Figura 2.8. Clasificación de zona de los aceros [6].
Zona I. La fisuración es improbable, pero puede ocurrir con alto hidrógeno o
alto nivel de restricción. Se recomienda utilizar el método de control de
hidrógeno para determinar el precalentamiento de los aceros de esa zona.
Zona II. El método de control de dureza y la dureza seleccionada deberán
ser utilizadas para determinar el mínimo calor aportado para soldaduras de
filete de pasada única sin precalentamiento. Si el nivel de calor aportado no
resulta práctico, se recomienda usar el método de control de hidrógeno para
determinar el precalentamiento.
Zona III. Deberá usarse el método de control de hidrógeno. Donde la
entrada de calor es restringida para preservar las propiedades mecánicas de la
34
ZAC (por ejemplo en algunos aceros templados y revenidos), el método de
control de hidrógeno deberá usarse para determinar la temperatura de
precalentamiento [6].
d) Aplicación del método de control de hidrógeno [6]
El valor del parámetro de composición Pcm deberá calcularse de acuerdo a la
siguiente fórmula:
Para el acero que se está utilizando sería:
El nivel de hidrógeno deberá ser determinado como sigue:
H1 Hidrógeno extra bajo – Estos consumibles deben tener un contenido de
hidrógeno difusible menor que 5ml/100g de metal depositado. Los siguientes
consumibles podrán ser considerados como los que alcanzan estos
requerimientos:
Electrodos de bajo hidrógeno tomados de envases herméticamente
sellados, secados entre 340 °C y 430 °C por una hora y usados dentro
de las dos horas de ser retirados.
GMAW con alambres sólidos limpios.
35
H2 Bajo hidrógeno – Estos consumibles deben tener un contenido de
hidrógeno difusible menor que 10ml/100g de metal depositado. Los siguientes
consumibles podrán ser considerados como los que alcanzan estos
requerimientos:
Electrodos de bajo hidrógeno tomados de contenedores herméticamente
sellados, almacenados y acondicionados de acuerdo al D1.1
SAW con fundente seco.
H3 Hidrógeno no controlado. El resto de los consumibles que no alcanzan
los requerimientos de H1 o H2.
Debe determinarse el grupo correspondiente al índice de susceptibilidad de
la Tabla 2.9.
La Tabla 2.10 permite la obtención de las temperaturas mínimas de
precalentamiento y entre pasadas que deberán aplicarse. También la Tabla
2.10 establece tres niveles de restricción, los mismos deberán determinarse
según el criterio indicado a continuación:
La clasificación de los tipos de soldadura con distintos niveles de restricción
se efectuará por la experiencia, análisis de ingeniería, investigación o cálculo.
Se han establecido tres niveles de restricción:
Bajo - Este nivel describe juntas soldadas de filete y con biseles simples,
en los cuales existe una libertad razonable de movimiento de los
elementos estructurales.
36
Medio - Este nivel describe juntas soldadas de filete y con bisel en las
cuales debido a que los elementos estructurales se encuentran fijos o
parcialmente fijos, existe una libertad de movimiento reducida.
Alto - Este nivel describe soldaduras en los cuales no existe casi libertad
de movimiento para los elementos estructurales unidos (tales como
soldaduras de reparación, especialmente con materiales de gran
espesor).
El índice de susceptibilidad nos indicará en que sección de la tabla se
deberá ubicar, el cual está en función del nivel de hidrógeno y del parámetro de
composición como se muestra a continuación:
Índice de susceptibilidad = 12Pcm + log10H
Índice de susceptibilidad = 12 (0.2413) + log10(5) = 3.59457
Tabla 2.9. Agrupamiento del índice de susceptibilidad como función del nivel de hidrógeno "H" y parámetro de composición Pcm [6].
37
Tabla 2.10. Temperaturas mínimas de precalentamiento y entre pasadas para tres niveles de restricción [6].
De acuerdo a los cálculos realizados se determina que el acero Hardox 450
requiere una temperatura mínima de precalentamiento de 115° C.
2.4.3 Tratamientos térmicos de soldadura [10]
Existen diferentes métodos de tratamiento térmico de la soldadura como se
muestra en la Figura 2.9, los cuales a su vez se dividen en tratamiento térmico
integral que es donde se calienta la pieza en la totalidad de su geometría, como
lo pueden ser hornos estacionarios, hornos portátiles, o un calefaccionado
interno para estructuras esféricas con quemadores a alta velocidad.
También se dividen en tratamiento térmico localizado, para calentar solo
una parte de la pieza, que es la que describiremos a continuación, ya que para
nuestra aplicación se analizará el efecto de cada proceso en la unión soldada y
los cuales se especifican en la Tabla 2.11.
38
Figura 2.9. Distintos métodos de tratamiento térmico de soldadura [10].
Tabla 2.11. Métodos de tratamiento térmico localizado [10].
MÉTODO DE CALENTAMIENTO SE APLICA AL
Resistencias Eléctricas TTPS o PC
Inducción TTPS o PC
Llama PC
Radiación por calefactores a gas tipo infrarrojo PC
Radiación con lámparas de cuarzo PC
Exotérmico TTPS
TTPS: Tratamiento térmico post-soldadura PC: Precalentamiento
2.4.3.1 Calentamiento por resistencias eléctricas con calefactores flexibles
Estos calefactores se presentan en diferentes configuraciones [12] como se
muestra en la Figura 2.10, son adecuados para el precalentamiento de piezas
de trabajo planas o redondas, y son fáciles de usar. La fijación en la pieza de
trabajo es sencilla y rápida mediante bandas de acero o sujeción de imanes.
39
Estos calefactores son alimentados en general por una tensión no superior
a 85V, por seguridad del personal de la obra. Su potencia oscila alrededor de
los 4 Kw, alcanzando temperaturas de hasta 1050°C.
Figura 2.10. Resistencias eléctricas con calefactores flexibles [10].
El equipamiento necesario para calentamiento por resistencias eléctricas
incluye además: aislamiento refractario de fibra cerámica, fuente de poder
(equipos con un transformador de 70 Kw en general), programador de ciclo
térmico, generalmente son 6 por equipo lo que indica que se pueden realizar 6
tratamientos térmicos al mismo tiempo como se muestra en la fuente de poder
de la Figura 2.11.
Figura 2.11. Fuente de poder para resistencias eléctricas [12].
40
Ventajas:
Se puede mantener una temperatura de precalentamiento uniforme y
continua.
La temperatura puede ajustarse con exactitud y rápidamente.
Los trabajadores trabajan confortablemente y no necesitan interrumpir la
soldadura para elevar la temperatura de precalentamiento.
Desventajas:
Los calefactores pueden quemarse durante el precalentamiento.
Pueden ocurrir cortocircuitos entre el calefactor y la placa quedando
marcas en la misma. Esto se puede evitar si usan calefactores en buen
estado.
2.4.3.2 Calentamiento por inducción
Consiste en aplicar una corriente alterna (AC) a una bobina en forma de
cable que se enrollará en la parte que se va a calentar. Debido a que toda
corriente eléctrica tiene asociado a ella un campo magnético, es posible
penetrar en el metal cercano a la bobina. Este campo alterno produce corrientes
inducidas en el material, también llamadas corrientes “eddy” que por resistencia
eléctrica del mismo se calienta. El espesor de la zona calentada depende de la
frecuencia de la corriente de las espiras. Cuanto mayor sea la frecuencia más
fina será la capa calentada. Por supuesto que con el transcurso del tiempo el
centro de la pieza también se calienta por conducción pero se corre el riesgo de
sobrecalentar la superficie. Por lo tanto deben evitarse las altas frecuencias ya
que las temperaturas de la superficie y del centro deben estar dentro del rango
permitido por el procedimiento de soldadura para lograr distensionados o
41
ablandamientos satisfactorios. Las frecuencias más utilizadas en tratamiento
térmico varía entre 60 y 400 Hertz (Hz) [10].
El equipo que actualmente se utiliza para los procesos de precalentamiento
por inducción en donde se realiza el proyecto es un Miller Proheat 35 el cual se
muestra en la Figura 2.12 y se puede encontrar con sus especificaciones en la
hoja técnica ubicada en la página de su productor, su potencia de salida llega
hasta los 35 Kw y puede alcanzar temperaturas de hasta 788° C [13].
Figura 2.12. Sistema de precalentamiento y alivio de esfuerzos residuales Miller [13].
Ventajas:
Son posibles altas velocidades de calentamiento.
La temperatura puede ser controlada dentro de un margen estrecho.
Pueden evitarse más fácilmente sobrecalentamientos localizados.
Las mangueras tienen una vida útil mayor y son menos propensas a
fallar que los calefactores eléctricos.
42
Desventajas:
El costo del equipo es mayor que en otros métodos.
El tamaño del equipamiento es mayor, más pesado y menos portable.
Si se usa para precalentar es necesario apagar el equipo durante la
soldadura debido al soplo del arco.
No se pueden realizar distintos tratamientos al mismo tiempo [10].
2.4.3.3 Calentamiento por llama
En calentamientos localizados de soldaduras con una o más llamas
(torchas), la operación de calentamiento es más un arte que una ciencia. La
cantidad de calor aportado y la concentración del mismo dependen no solo de
la cantidad de combustible y de la calidad de la combustión sino también del
ajuste de la llama, la distancia entre la llama y la soldadura, el manejo de la
llama por el operador, y el control de las pérdidas de calor a la atmósfera. En
vista de lo anterior es preferible la utilización de otros métodos.
El calentamiento por llama es útil en precalentamiento de soldadura a bajas
temperaturas (< 200°C) o piezas pequeñas. Este método debe aplicarse con
cuidado y solo por un operador / supervisor con experiencia. Tiene una mínima
precisión, repetitividad, y mínima uniformidad de temperatura. El riesgo de
dañar la soldadura es realmente alto [10].
En el calentamiento por llama se utilizan diferentes gases, un parámetro
muy útil para relacionar la velocidad de calentamiento de diferentes gases con
el oxígeno, es la “intensidad de combustión”. Esto es el producto de la velocidad
normal de quemado de la llama por el calor de combustión neto de la mezcla de
43
oxígeno y gas combustible. Los gases combustibles comerciales de mayor uso
están ordenados en función de la intensidad de combustión en la Tabla 2.12
junto con las propiedades mecánicas de cada uno [14].
Tabla 2.12. Propiedades de los gases en función de su intensidad de combustión [14].
2.4.4 Efecto de los tratamientos térmicos de precalentamiento
en la microestructura de uniones de acero Hardox 400 mediante
el proceso GMAW [9]
Los aceros microaleados pueden ser suministrados endurecidos. En estos
casos, aunque el acero sea soldable, puede dar lugar a índices de soldabilidad
que pueden ser mejorables con tratamientos térmicos de precalentamiento. A
continuación se detallan los resultados obtenidos en investigaciones anteriores
del efecto de precalentamiento y soldeo multipasada en uniones GMAW del
acero Hardox 400, en la Tabla 2.13 se muestra la composición química de éste.
44
Tabla 2.13. Composición química del acero Hardox 400 (% e.p.) [9].
C Si Mn P S Cr Ni Mo B Co Cu V
0.12 0.35 1.08 - 0.003 0.24 0.05 0.014 0.004 0.063 0.014 0.014
Se realizó soldadura en tres probetas de acero Hardox 400 por medio de
GMAW, en 3 condiciones respectivamente, sin precalentamiento, con
precalentamiento y con soldadura multipasada, como se muestra a continuación
en la Figura 2.13
Figura 2.13. Uniones de acero Hardox 400 realizadas mediante soldadura GMAW en láminas delgadas a) sin precalentamiento, b) con precalentamiento y c) multipasada [9].
45
En la Figura 2.14 se muestran las zonas que se generaron en la probeta.
Figura 2.14 Esquema de las zonas existentes [9].
En la figura 2.15 que se muestra a continuación se pueden apreciar las
microestructuras correspondientes al cordón de soldadura y a tres zonas
diferenciadas de la ZAC.
Figura 2.15. Microestructuras características de diversas zonas en la soldadura GMAW del acero Hardox 400: b) cordón de soldadura, c) ZAC zona 1, d) ZAC zona 2 y e) ZAC zona 3 [9].
El cordón de soldadura (Figura 2.15 b) refleja la cristalización típica
columnar, con estructuras de ferrita primaria intergranular PF(G) junto con
ferritas aciculares con segundas fases alineadas FS(A) envolviendo a una
46
estructura general del tipo Widmanstätten, compuesta por ferritas con segundas
fases no alineadas FS(NA) y martensita revenida, M [9].
La zona estructural 1 (Figura 2.15 c), se caracteriza por la presencia de una
estructura de perlita fina FC en una matriz de ferrita primaria PF y ferrita con
segunda fase alineada FS(A). Esta estructura es propia de un recocido con
austenización completa.
El calentamiento alcanzado en la zona 2, inferior al de la zona 1, conduce a
una austenización incompleta (Figura 2.15 d). Esta zona se caracteriza por la
presencia de una estructura mixta de perlita FC y ferritas PF + FS(A) junto con
martensita fuertemente revenida M. En la probeta con precalentamiento, la zona
2 aparece algo más alejada del cordón, así como en la soldada en pasada
múltiple.
La zona 3 se caracteriza por la presencia de martensita en láminas M(L) con
un fuerte revenido (Figura 2.15 e). Del mismo modo que lo indicado
anteriormente, aunque esta zona aparece en todos los modos de soldeo
experimentados, se presenta a una distancia mayor del cordón de soldadura en
las probetas precalentadas y en la soldada en varias pasadas [9].
La zona microestructural 4 (Figura 2.16) presenta pequeñas diferencias en
función del proceso de soldeo seguido, diferenciándose principalmente por la
descomposición de la martensita M(L) debido a el calentamiento. Así, las
probetas soldadas sin precalentamiento, presentan una estructura muy similar a
la del metal base, es decir, fundamentalmente martensita M(L), con
características de revenido intermedio (Figura 2.16 a). En el caso de soldaduras
47
efectuadas con precalentamiento, se observa lógicamente una descomposición
mayor, debido a un calentamiento más alto (Figura 2.16 b). En el caso de
soldadura multipasada, la microestructura indica una estructura similar a la
probeta con precalentamiento (Figura 2.16 c). La zona 5 o zona no afectada
térmicamente (Figura 2.16 d) presenta estructura de martensita revenida M [9].
Figura 2.16. Microestructuras correspondientes a la ZAC (zona 4) para distintas condiciones de soldadura: a) soldadura en pasada única sin precalentamiento, b) soldadura en pasada única con
precalentamiento, c) soldadura multipasada y d) zona 5: zona no afectada [9].
También se observó que en el cambio de sección entre el cordón y el
material base concurren tanto la dureza mínima como la acumulación de
tensiones. Además, la soldadura suele ejecutarse para la unión de los refuerzos
estructurales a la lámina base. Esto se traduce en que esta zona se convierte
en la más desfavorable para resistir los esfuerzos, ya que frente a
sobreesfuerzos e impactos, toda la estructura se deformará elásticamente salvo
la estrecha franja junto al cordón que será susceptible de deformación plástica
por su menor límite elástico. El precalentamiento amplía la zona afectada
térmicamente consiguiendo que la zona adyacente al cordón pueda distribuir
mejor la absorción de deformaciones [9].
48
Estos resultados se observan en las Figuras 2.17 y 2.18, los cuales
representan los valores obtenidos de los ensayos de microdureza de las
probetas soldadas por una sola cara y en ambas caras, con y sin
precalentamiento respectivamente [9].
Figura 2.17. Resultado de microdureza de uniones soldadas por una sola cara con precalentamiento, sin precalentamiento y en multipasada [9].
Figura 2.18. Resultado de microdureza de uniones soldadas por ambas caras, con precalentamiento y sin precalentamiento [9].
49
Como puede observarse en la Figura 2.17, los valores mínimos de microdureza
son similares en los tres procesos, en probetas sin precalentamiento y
multipasada dicho valor mínimo de dureza se produce bajo el cordón, aunque
cerca de su extremo lateral. En cambio, para las probetas precalentadas, el
mínimo de dureza se halla situado justo en el borde del cordón, lo que facilitará
la rotura.
Desde el punto de vista de la dureza, a pesar de lo enérgico del
precalentamiento, no se observa ninguna ventaja respecto de la soldadura
efectuada en frío ya que los valores mínimos de dureza alcanzados son
similares en ambos casos.
En cambio, en probetas soldadas por ambas caras, los resultados son
distintos. En la Figura 2.18 se representan los valores de dureza obtenidos en
probetas soldadas por ambas caras. Como puede observarse la zona de
mínimos de dureza se ve desplazada fuera del borde lateral del cordón, por lo
que esta distribución presenta un comportamiento más adecuado frente a la
rotura al separarse el efecto del borde del cordón y la zona de menor dureza. Al
igual que para la soldadura en una cara, se amplía la zona afectada
térmicamente respecto de la soldadura en frío, tal y como se apuntó
anteriormente [9].
Los resultados obtenidos de acuerdo a los análisis de microdureza, indican
el efecto beneficioso del precalentamiento debido al alejamiento de la zona de
menor dureza en la ZAC respecto al borde del cordón. También se demuestra
que el precalentamiento aumenta el índice de heterogeneidad de la unión, lo
que mejora su comportamiento a la fatiga, tal y como demuestran algunos
autores [16, 17].
50
2.4.5 Métodos eficientes de precalentamiento en uniones
soldadas en tuberías [26]
Estudios recientes demuestran la eficiencia de los métodos de
precalentamiento por inducción, que en éste caso se analizaron 5 inductores
con distintos tipos de bobinas para determinar el más eficiente de acuerdo a su
potencia, frecuencia, voltaje y corriente en el circuito de calentamiento,
obteniéndose un resultado satisfactorio con una estación de calentamiento
eléctrico KEN, ya que el costo por el uso de éste es mucho menor que todos los
equipos mencionados en la Tabla 2.14 que se muestra a continuación.
Tabla 2.14. Comparación de consumo de equipo de inducción [26].
El inductor que se utiliza en la planta donde se desarrolló el proyecto es el
Miller pro Heat TM-35 [13] el cual está mencionado en la primera parte de la
tabla anterior, y en comparación con el resto de los inductores mencionados se
deduce que existe un área de oportunidad en el aspecto de economizar el
consumo energético, que básicamente es uno de los objetivos del presente
proyecto, ya que reduce el consumo de 3 a 0.1 en costo por el uso general de
un estación de calentamiento eléctrica KEN, cuyas especificaciones se
encuentran en la Figura 2.19.
Corriente en el circuito Tipo de calentador Precio
Entrada Salida Primario Secundario de calentamiento (Å) electrico millones de rublos
Inductor Pro Heat TM-35, Miller (USA) 2 x 35 0.05 8.0 - 10.0 3 x 380 460 2 x 76 Bobina de inducción flexible 3.0
Inductor PIH, Pipe Induction Heat, USA 110 0.05 0.4 380 150 730 Bobina de inducción rígida alquirer 7.0
Inductor Delta 50, Parmaprogetti, Italia 2 x 35 0.05 8.0 - 10.0 380 450 150 Bobina de inducción flexible 3.0
Inductor PPCh-20-10, OOO NPP Kurai, Russia 3 x 20 0.05 0.05 3 x 80 110 3 x 200 Bobina de inducción flexible 3.0
KEN electric heater station 2 x 34 0.05 0.05 380 91 840 Calentador combinado flexible 0.1
Frecuencia (kHz) Voltaje (V)Potencia (kW)Tipo, productividad del equipo
51
Figura 2.19. Diagrama de la estación de precalentamiento eléctrico KEN [26].
En la figura anterior se muestra en la sección (a) una configuración sencilla
y en la sección (b) una configuración de un equipo KEN que es la que está
presentando el ahorro de consumo, y a continuación se mencionan las partes
que se enumeran en la Figura 2.19.
1. Tubería.
2. Primer KEN -4-3.
3. Segundo -4-3.
4. Manta de aislamiento térmico en KEN -4-3.
5. Manta de aislamiento térmico removible.
6. Conductor eléctrico de KEN -4-3 a la fuente de poder.
7. Puente para conexión paralela de KEN -4-3.
8. Fuente de poder.
9. Espiras del calentador KEN -4-3 en una sola bobina.
10. Puente entre las espiras del calefactor KEN en las tuberías (El
puente es una parte del equipo KEN).
52
2.4.6 Estructura y cambios de dureza en uniones soldadas de
acero Hardox [20]
Se han realizado estudios en aceros Hardox 400 y Hardox 500 unidos con
soldadura con la técnicas de arco sumergido en procesos realizados por
separado, demostrándose que las propiedades de resistencia al desgaste de
una unión soldada compuesta por estructuras frágiles (martensita revenida) en
la zona afectada por el calor (ZAC) disminuyen cuando se entrega en las
condiciones obtenidas inmediatamente después de la soldadura, la cual puede
ser mejorada hasta en un 65% con respecto al tamaño de la ZAC con
tratamientos térmicos posteriores como temple y revenido, mostrándose los
resultados que obtuvo Frydman S., et al. [20] a continuación.
En las Figuras 2.20 y 2.21 se muestran los resultados de microdureza
obtenidos en las condiciones inmediatamente después de la soldadura en un
acero Hardox 400 con resistencia a la tensión de 615 Mpa y Hardox 500 con
resistencia a la tensión de 634 Mpa respectivamente.
Figura 2.20. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 400 en el estado como se entrega: ZAC=35 mm, Dureza de soldadura=210 HV [20].
53
Figura 2.21. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 500 en el estado como se entrega: ZAC=45 mm, Dureza de soldadura=230 HV [20].
En las Figuras 2.22 y 2.23 se muestran los resultados de las mismas
probetas del acero Hardox 400 y Hardox 500 respectivamente después de ser
endurecido (930° C por 20 minutos y enfriado en agua), donde ya se muestra
una mejoría significativa con respecto a lo estrecho de la ZAC.
Figura 2.22. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 400 después de ser endurecido: Máxima dureza en la ZAC=410 HV, mínima dureza en la soldadura=340 HV [20].
54
Figura 2.23. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 500 después de ser endurecido: Máxima dureza en la ZAC=503 HV, mínima dureza en la soldadura=430 HV [20].
Posteriormente se realizó un temple y revenido a 200° C de otras probetas
de acero Hardox 400 y Hardox 500, de las cuales se muestra el resultado en las
Figuras 2.24 y 2.25 que se presentan a continuación.
Figura 2.24. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 400 templado y revenido a una temperatura de 200° C: Máxima dureza en la ZAC=416 HV [20].
55
Figura 2.25. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 500 templado y revenido a una temperatura de 200° C: Máxima dureza en la ZAC=523 HV [20].
Con respecto a los resultados anteriores el autor [20] resume que con los
tratamientos térmicos realizados se mejoró el tamaño la zona de menor dureza
de la ZAC, lo cual indica que esas zonas deberán presentar mayor resistencia
al desgaste en relación a las probetas que se entregaron inmediatamente
después de la soldadura, lo cual es un punto importante en el presente
proyecto, ya que la resistencia a la abrasión es una propiedad primordial en la
placa base de la caja del camión de minería, porque ésta parte siempre se
encuentra expuesta al desgaste una vez que los camiones de minería ya se
encuentran en servicio con el cliente.
56
CAPÍTULO 3
ANÁLISIS Y DISCUSIÓN DE BIBLIOGRAFÍA
De acuerdo a la bibliografía analizada el precalentamiento se utiliza
principalmente para evitar la fisuración en frío por la acumulación de hidrógeno
difusible, también para eliminar la humedad o contaminantes presentes en la
unión que se desee realizar, lo cual puede ser un punto de iniciación de una
falla en un futuro, también para disminuir el diferencial de temperatura entre el
metal base y la fuente de calor, dando como resultado una disminución de
contracciones o esfuerzos residuales entre el metal de soldadura y el metal
base, lo cual podría ser el origen de una fractura [24].
La aplicación del precalentamiento también depende de varios factores
como son el carbono equivalente del metal que se va a soldar, espesor del
material y condiciones climáticas también podrían afectar.
57
Algunos autores [7] han demostrado que se puede prescindir del
precalentamiento en uniones de acero 40X mediante la utilización de
consumibles de acero inoxidable, caso similar al del acero Hardox con el que se
trabajó, ya que el fabricante recomienda la utilización de metales de aporte de
acero inoxidable AWS 5.9 ER307 [21], lo cual quedará abierto para
investigaciones posteriores debido al corto tiempo que se tuvo para realizar
experimentación durante el tiempo que duró la especialidad.
Martínez A. y colaboradores [9] junto con otros autores [20,22] han
demostrado que los tratamientos térmicos post-soldeo mejoran la dureza de la
zona afectada térmicamente, aumentando la resistencia de esta zona respecto
al mismo proceso sin tratamiento térmico, debido a la eliminación de tensiones
resultado de los tratamientos térmicos después de la soldadura, por lo que se
recomienda su uso siempre que sea posible.
La tendencia de resultados obtenidos por Frydman S., et al. [20] en
cuestiones de dureza son muy similares a los obtenidos en la experimentación
del presente proyecto y también a la gráfica de dureza del metal de soldadura
presentada por el fabricante [23], por lo que se confirma la veracidad de los
mismos y al mismo tiempo se comprueba que se pueden mejorar las
propiedades mecánicas de la unión presentada en la experimentación de la
presente monografía.
También Frydman S., et al. [20] comentan que una zona afectada por el
calor de menor tamaño aumentará la resistencia a la abrasión gracias a la
homogeneidad en cuestiones de dureza entre el metal de soldadura y el metal
base, en conjunto con la disminución de zonas frágiles.
58
CAPÍTULO 4
CASO DE ESTUDIO
En este caso de estudio se simulará la unión con el control de variables y
especificaciones utilizados por la empresa que permitió desarrollar el presente
proyecto, para la soldadura de la placa base de la caja del camión de minería
en la cual se centró el proyecto debido a la cantidad de precalentamiento con
flama que se aplica, a causa del tipo de material que se utiliza y por
requerimiento del código de soldadura estructural que rige todas las soldaduras
aplicadas dentro de la planta de ensamble.
Se analizará el impacto en las propiedades mecánicas que genera la
aplicación de un precalentamiento del metal base antes de la soldadura y el
cambio microestructural generado al prescindir de éste tratamiento térmico.
59
4.1 Metodología
Para la realización del presente caso de estudio la metodología está
comprendida por las siguientes actividades:
Corte con soplete de placas.
Corte con soplete de bisel y pie de raíz de placas.
Soldadura por proceso GMAW.
Corte de probetas para análisis metalográfico y microdureza.
Corte y maquinado de probetas para ensayo de tensión.
Preparación metalográfica de probetas.
Análisis metalográfico mediante microscopio óptico y estereoscopio.
Análisis metalográfico mediante microscopio electrónico de barrido.
Ensayo de microdureza Vickers.
Ensayo de tensión.
Análisis de resultados.
4.2 Materiales
El metal base y metal de aporte que se utilizaron fueron proporcionados por
la empresa y son los que se emplean actualmente en campo para la fabricación
de la caja del camión de minería, y se mencionan a continuación:
Acero estructural microaleado Hardox 450, la composición
química y propiedades mecánicas fueron presentadas en las Tablas
2.2 y 2.3 del presente documento respectivamente.
Lincoln LS-3 como metal de aporte, del cual se muestran sus
especificaciones a continuación en las Tablas 4.1 y 4.2.
60
Tabla 4.1. Composición química de metal de aporte Lincoln LS-3 [19].
Tabla 4.2. Propiedades mecánicas de metal de aporte Lincoln LS-3 [19].
4.3 Experimentación
Para la realización del caso de estudio se utilizaron 4 placas de acero
estructural microaleado Hardox 450 de 1 pulgada de espesor las cuales fueron
cortadas con soplete en medidas de 7 x 12 pulgadas, posteriormente se les
realizó el corte del bisel como se ilustra en la imagen de la Figura 4.1 y cuyas
especificaciones se muestran en el WPS de la Figura 4.2 (b).
Figura 4.1. Tipo de unión de placa base del camión de minería (Cortesía Equipos Monterrey).
%C %Mn %Si %S %P
Requerimientos AWS ER70S-3 0.006-0.15 0.90-1.40 0.45-0.75 0.035 max. 0.025 max.
Resultados típicos 0.07-0.10 1.15-1.27 0.52-0.59 0.002-0.008 0.005-0.013
%Cr %Mo %Ni %V %Cu
Requerimientos AWS ER70S-3 0.15 max. 0.15 max. 0.15 max. 0.03 max. 0.50 max.
Resultados típicos ≤ 0.03 ≤ 0.01 ≤ 0.04 < 0.01 0.02-0.04
Límite elástico Resistencia a la tensión Elongación
Mpa (ksi) Mpa (ksi) % a -18°C (0°F) a -29°C (-20°F)
Requerimientos AWS ER70S-3
Soldado con 100% CO2
Resultados típicos
Soldado con 100% CO2405 (59) 510 (74) 26 87 (64)
Charpy V-Notch J (ft*lbf)
400 (58) min. 485 (70) min. 22 min. 27 (20) min. No especificado
61
Figura 4.2 (a) Especificación del proceso de soldadura sin precalentamiento.
Supporting PQR
Soportando PQR
POSITION/ POSICIÓN
X
Yes / Si No X
Root Face Dimension / Dimensión de la cara de raíz
Groove Angle / Àngulo de la ranura
Radious/ Radio
Back Gouging / Saneado de raíz Yes / Si X No A.No.
Method/ Método F. No.
Consumable insert/ Inserto Consumible
Flow Rate/ Velocidad de f lujo
Gas Cup Size/ Tamaño de boquilla
Flux/ Fundente
Electrode- Flux (Class)/ Clase de fundente
Gas de proteccion/ProtectionGas : Thickness Range/ Rangos de Espesor 3-80 mm
Groove / Ranura
Fillet / Filete
Temp de Interpaso, Min Diameter (pipe)/ Diámetro (Tubería)
Max
Stringer or Weave / Recta u oscilante
Transfer Mode (GMAW) / Modo de transferencia (GMAW)
Globular X
Current / Corriente
AC DCEP X DCEN Pulsed/ Pulsada
Tungsten Electrode/ Electrodo de Tungsteno (GTAW)
Size/ Tamaño
Others/ otros
Preheat / PrecalentamientoNota: Cuando el Material Base esta a una temperatura por de bajo de 0ºC el material
debera ser precalentado a una temperatura minima de 20ºC y debera mantenerse
como temperatura minima durante la soldadura
WELDING PROCEDURE SPECIFICATION (WPS) AWS D1.1:2010 (Structural Welding Code )
ESPECIFICACION DE PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA AWS D1.1:2010 (Structural Welding Code )
Welding Procedure Specification 1Rev.
1 Date 02-jul-13Especif icación de Procedimiento de soldadura Fecha
Fillet / Filete NA
PRECALIFICADOWelding Process/ Proceso
de soldaduraGMAW
Type/
Tipo
Down /
descendenteBacking / Respaldo
Semiautomatico
JOINT DESIGN / DISEÑO DE JUNTA
Type / Tipo B-U3-GF
Single / Sencilla Groove/ Ranura F
Double / Doble
Backing Material / Material de Respaldo NA
Root Opening / Abertura de la raíz 0-3 mm, +2, -0
Vertical Progression /
Progresion Vertical
Up/
Ascendente
NA AWS Classification/ Clas. AWS
1
FILLER METALS / MATERIAL DE APORTE
60°, +10° -0° AWS Specification/ Especif icación A5.18
0-3 mm, +2, -0
NA
6
NA
Diam. De electrodo o alambre / 1.1 mmdiameter of the electrode
SHIELDING / PROTECIÓN BASE METAL / METAL BASE
Gas: Material Spec, type or grade/
Especif icación del material/ tipo o gradoHARDOX 450
Composition/ Composición 90% ar - 10% CO2
50 +/- 5 CFH Group No / Grupo No.
NA to/ a Group No / Grupo No.
NA
NA
20°
225°
NA
PREHEAT / PRECALENTAMIENTO
Preheat Temp / Temp de precalentamiento: Min 20°
TECHNIQUE / TECNICA ELECTRICAL CHARACTERISTICS/
CARACTERISTICAS ELECTRICAS
Recta
Multi-pass or single /Pasos
mutiples o sencilloPasos múltiples
Short Circuit/ Corto Circuito
Spray /
RocioNumber of electrode/
Número de Electrodos1
NA
Type/ Tipo NA
Electrode Spacing / Espacio en electrodos NA
Contact Tube to work distance/ Distancia entre boquilla y pieza
12 a 15 mm
NA
Temp NA
1/2
Peening/ Martillado Cincelado NA
Initial and Interpass cleaning/
Limpieza inicial y entre pasosCepillado
Time / Tiempo NA
POSTWELD HEAT TREATMENT / TRATAMIENTO
TERMICO POST-SOLDADURA
ER70S-3
62
Figura 4.2 (b) Especificación del procedimiento de soldadura sin precalentamiento.
Nota: Todas las superficies del bisel deberan encontrarse libres de oxido, grasa, suciedad
humedad u otra discontinuidad que pueda originar posterior defecto
Prepared by / Preparado por:
Approved by / Aprobado por:
28 v
28 v
28 v
28 v
28 v
5.08 mm/s
5.08 mm/s
5.08 mm/s
5.08 mm/s
5.08 mm/s1.1 mm
DC+
DC+
DC+
DC+
DC+
ER70S-3
ER70S-3
ER70S-3
ER70S-3
ER70S-3
1.1 mm
1.1 mm
1.1 mm
1.1 mm
2
3
4
5
6
GMAW
GMAW
GMAW
GMAW
GMAW
Authorized by / Autorizado por:
Current / Corriente
Class/
ClaseDiam
Pass or weld
Layer (s) /
Pases
Process/
Proceso
Filler Metals / Aporte
ER70S-3 1.1 mm 28 v
Type and polarity/
Tipo y Polaridad
Amps or w ire feed speed / Amps o
velocidad de alimentación alambre
DC+ 5.08 mm/s
Volts
Travel
Speed/ Vel
de Avance
03/07/2013
1 GMAW
2/2
ALBERTO VALENTIN ZAMORA LOPEZ Date / Fecha :
63
4.3.1 Proceso de soldadura
Como se ha mencionado anteriormente este proceso requiere de un
precalentamiento mínimo de 125 -225° C según las recomendaciones del
fabricante, y se maneja una temperatura que oscila alrededor de los 150° C, ya
que el método de multiflama no es uniforme hay que dar cierto margen de
temperatura para que el operador de soldadura que viene después del
precalentamiento encuentre la temperatura óptima para poder realizar su
actividad, este proceso se ilustra en la Figura 4.3.
Figura 4.3. Precalentamiento de acero Hardox 450 (Cortesía Equipos Monterrey).
El proceso de soldadura utilizado para esta experimentación fue el de
soldadura por arco de metal y gas (GMAW) como se muestra en la Figura 4.4,
con el cual se realizó una pasada raíz, posteriormente se giraron las placas
para realizar el saneado y limpieza para aplicar las pasadas de relleno y vista
en la secuencia que se muestra en el WPS de la imagen 4.2 (b), y finalmente se
giraron las placas para aplicar una pasada de vista sobre la soldadura de
pasada raíz aplicada inicialmente.
64
Figura 4.4. Soldadura por arco de metal y gas (GMAW, Cortesía Equipos Monterrey).
4.3.2 Corte de especímenes
Una vez que las placas quedaron unidas se cortaron cuatro especímenes
de la placa que se le aplicó precalentamiento y cuatro de las mismas medidas
de la unión que no tuvo precalentamiento, tres de 4 cm. distribuidos sobre el
centro del cordón de soldadura en 2 cm. para cada lado por 1 cm. de ancho
como se muestra en la Figura 4.5 y uno para el ensayo de tensión el cual se
maquinó según las especificaciones del código de soldadura estructural D1.1.
Figura 4.5. Espécimen para caracterización microestructural.
65
Los tres especímenes que se cortaron de la misma medida se utilizaron
para la caracterización microestructural por microscopio óptico, estereoscopio,
ensayo de dureza Vickers y análisis microestructural mediante microscopio
electrónico de barrido.
4.3.3. Caracterización microestructural mediante microscopio
óptico y estereoscopio
Todo el proceso de preparación metalográfica se llevó a cabo en la estancia
en el extranjero en la Universidad de Ferrara, Italia. La caracterización
microestructural se realizó en un microscopio óptico LEICA MEF4M y un
estereoscopio LEICA MZ6 los cuales se observan en la Figura 4.6.
Figura 4.6. Microscopio óptico y estereoscopio (Cortesía UNIFE).
En el estereoscopio se obtuvieron las siguientes imágenes que por medio
de inspección visual denotan una diferencia en la zona de fusión, apareciendo
una zona de dilución mayor en la probeta soldada con precalentamiento en
comparación con la probeta soldada sin precalentamiento.
66
Figura 4.7. Probeta soldada con precalentamiento.
Figura 4.8. Probeta soldada sin precalentamiento.
67
Una vez que se analizaron las probetas con el estereoscopio se procedió a
hacer el análisis microestructural mediante microscopio óptico y se obtuvieron
las siguientes micrografías donde se pueden observar diferentes zonas de ZAC
según se muestra en la Figura 4.9.
Figura 4.9. Zonas para su análisis.
En la zona del metal base (MB) adyacente a la zona afectada por el calor
se encontró una microestructura muy similar que se muestra en la Figura 4.10 a
pesar de lo enérgico del precalentamiento, compuesta por martensita revenida
principalmente, la cual es característica de un acero Hardox.
Figura 4.10. Metal base soldado con precalentamiento y sin precalentamiento respectivamente.
68
En la zona afectada por el calor adyacente al metal de soldadura (ZAC 1)
que se muestra en las micrografías de la Figura 4.11, se encontró una
microestructura con grano austenítico con partes de bainita superior, mostrando
un poco de diferencia entre ambas microestructuras principalmente en el
tamaño del grano austenítico observado a simple vista.
Figura 4.11. ZAC 1 con precalentamiento y sin precalentamiento respectivamente.
En la ZAC 2 se sigue preservando el grano austenítico con menores
cantidades de bainita superior y láminas pequeñas agrupadas de perlita.
Figura 4.12. ZAC 2 con precalentamiento y sin precalentamiento respectivamente.
69
En la tercera y última zona afectada por el calor (ZAC 3) según la división
que se hizo en la Figura 4.9 se observa una microestructura ferrítico-perlítica
para ambos casos, la cual se muestra en la Figura 4.13.
Figura 4.13. ZAC 3 con precalentamiento y sin precalentamiento respectivamente.
En el metal de soldadura se encontró una microestructura ferrítica
compuesta de ferrita acicular, ferrita alotriomórfica y ferrita Windmanstätten para
ambos casos de especímenes, estas microestructuras se ilustran en las
micrografías de la Figura 4.14.
Figura 4.14. Metal de soldadura con precalentamiento y sin precalentamiento respectivamente.
70
4.3.4 Análisis microestructural mediante microscopio
electrónico de barrido (MEB)
Se utilizó un microscopio EVO MA 15 de la marca Zeiss de ultra alto vacío
ubicado en la Universidad de Ferrara, Italia, el cual se muestra en la Figura
4.15, donde se analizaron ambas probetas con las que se ha venido trabajando,
haciendo enfoque en la parte del metal de soldadura y zona afectada por el
calor para su posterior comparación.
Figura 4.15. Microscopio electrónico de barrido Zeiss modelo EVO MA 15 (Cortesía UNIFE).
71
En la parte del metal de soldadura se encontró una microestructura típica
columnar como se muestra en la Figura 4.16 y 4.17 la cual está compuesta de
las fases que se mencionaron en la parte de caracterización del microscopio
óptico.
Figura 4.16. Microestructura columnar en metal de soldadura en probeta con precalentamiento.
Figura 4.17. Microestructura columnar en metal de soldadura en probeta sin precalentamiento.
72
En la zona afectada por el calor (ZAC 2) se observan las láminas de bainita
y martensita revenida generadas por el tratamiento térmico que recibe el metal
base adyacente al metal de soldadura, lo cual se muestra en la Figura 4.18 y
4.19.
Figura 4.18. ZAC 2 en probeta soldada con precalentamiento.
Figura 4.19. ZAC 2 en probeta soldada sin precalentamiento.
73
La ZAC 3 está compuesta de una microestructura ferrítico-perlítica según
los estudios anteriores, lo cual se muestra en la Figura 4.20 (a) y 4.20 (b) para
la probeta que se le aplicó precalentamiento y la Figura 4.21 (a) y 4.21 (b) para
la probeta que no se le aplicó tratamiento térmico.
Figura 4.20 (a). ZAC 3 de probeta soldada con precalentamiento.
Figura 4.20 (b). ZAC 3 de probeta soldada con precalentamiento.
74
Figura 4.21 (a). ZAC 3 de probeta soldada sin precalentamiento.
Figura 4.21 (b). ZAC 3 de probeta soldada sin precalentamiento.
75
4.3.5 Ensayo de microdureza Vickers
El ensayo de microdureza se realizó en la Universidad de Ferrara, Italia, en
un Microdurómetro FUTURE TECH que se muestra en la Figura 4.22
Figura 4.22. Microdurómetro Future Tech (Cortesía UNIFE).
Para éste ensayo se utilizó una probeta de 4 x 2.5 x 1 cm. de cada una las
placas soldadas con precalentamiento y sin precalentamiento, el ensayo de
microdureza se realizó de acuerdo al perfil de dureza mostrado en la Figura
4.23.
Figura 4.23. Perfil de dureza.
76
A lo largo de este ensayo se utilizarán abreviaciones para el fácil manejo de
palabras que se usarán constantemente, las cuales se describen a
continuación:
D: Distancia del centro de la soldadura.
L1-L4: Línea 1 – Línea 4.
MB: Metal base.
ZAC: Zona afectada por el calor.
MS: Metal de soldadura.
Los valores obtenidos se muestran en la Tabla 4.3 que se muestra a
continuación:
Tabla 4.3. Valores de microdureza Vickers obtenidos de unión de acero Hardox.
DUREZA VICKERS Soldadura con precalentamiento Soldadura sin precalentamiento
No D L1 D L2 D L3 D L4 No D L1 D L2 D L3 D L4 1 -15 363 -15 413 -15 407 -15 384 1 -15 426 -15 426 -15 426 -15 419
MB
2 -14 363 -14 395 -14 407 -14 368 2 -14 419 -14 439 -14 439 -14 419 3 -13 363 -13 395 -13 401 -13 353 3 -13 407 -13 439 -13 432 -13 401 4 -12 348 -12 395 -12 395 -12 343 4 -12 373 -12 432 -11 432 -12 389 5 -11 343 -11 384 -11 353 -11 317 5 -11 343 -11 413 -9 426 -11 358 6 -10 269 -10 317 -9 339 -10 293 6 -10 272 -9 297 -7 297 -9 313 7 -8 317 -8 269 -6 245 -7 317 7 -8 301 -6 301 -5 283 -7 290
ZAC 8 -7 446 -7 321 -5 279 -6 453 8 -7 439 -5 368 -4 321 -6 432 9 -6 395 -6 313 -4 301 -5 467 9 -6 401 -4 368 -3 286 -5 419
10 -3.5 208 -3.5 208 -3 208 -3 217 10 -4 193 -3 205 -2 203 -3 257 MS 11 0 203 0 185 0 197 0 224 11 0 201 0 208 0 208 0 208
12 3.5 210 3 199 3 212 3 229 12 4 210 3 217 2 214 3 219 13 6 407 5 309 4 286 5 439 13 6 419 4 350 3 343 5 432
ZAC 14 7 426 6 313 5 269 6 467 14 7 432 5 360 4 290 6 432 15 8 272 7 272 6 229 7 330 15 8 353 6 290 5 286 7 283 16 10 266 9 279 9 301 10 301 16 10 321 9 317 7 317 9 305
MB
17 11 313 11 321 11 389 11 334 17 11 348 11 384 9 384 11 313 18 12 348 12 343 12 419 12 401 18 12 384 12 419 11 426 12 401 19 13 368 13 378 13 432 13 407 19 13 401 13 426 13 426 13 407 20 14 401 14 419 14 432 14 413 20 14 407 14 446 14 439 14 426 21 15 413 15 432 15 439 15 439 21 15 439 15 446 15 446 15 433
77
Los valores obtenidos en ambas probetas en L1 se muestran en la Figura
4.24:
Figura 4.24. Valores obtenidos de microdureza en L1.
Los valores obtenidos en ambas probetas en L2 se muestran en la Figura
4.25:
Figura 4.25. Valores obtenidos de microdureza en L2.
78
Los valores obtenidos en ambas probetas en L3 se muestran en la Figura
4.26:
Figura 4.26. Valores obtenidos de microdureza en L3.
Los valores obtenidos en ambas probetas en L4 se muestran en la Figura
4.27:
Figura 4.27. Valores obtenidos de microdureza en L4.
79
Los valores que se obtuvieron en ambas probetas son muy similares por lo
que no se observa ningún efecto benéfico del precalentamiento, a continuación
se muestra en la Figura 4.28 los valores obtenidos en las cuatro líneas de la
probeta con precalentamiento.
Figura 4.28. Niveles de dureza en probeta con precalentamiento.
En la Figura 4.29 se observan los valores obtenidos en las cuatro líneas de
la probeta sin precalentamiento:
Figura 4.29. Niveles de dureza en probeta sin precalentamiento.
80
4.3.6 Ensayo de tensión
Éste ensayo se llevó a cabo para diferenciar la resistencia a la tensión entre
la probeta soldada con y sin precalentamiento, de las cuales de antemano se
sabe que fracturará en la soldadura a causa de la diferencia tan significativa
entre la resistencia del metal base y el metal de soldadura, pero la finalidad es
verificar si afecta la poca dilución encontrada en la caracterización
microestructural de la probeta soldada sin precalentamiento.
Se extrajo una probeta de 13 pulgadas de la probeta soldada con
precalentamiento y otra más de la probeta soldada sin precalentamiento, las
cuales fueron cortadas y maquinadas de la sección reducida con las medidas y
especificaciones que marca el código de soldadura estructural D1.1 como se
muestra en la Figura 4.30.
Figura 4.30. Probetas para ensayo de tensión.
81
Una vez realizado el ensayo se obtuvo la resistencia a la tensión de ambas
probetas, la cual se muestra en la Tabla 4.4.
Tabla 4.4. Resistencia a la tensión de Hardox 450.
MATERIAL RESISTENCIA A LA TENSIÓN (Mpa)
Metal base
Metal de aporte
Resultado obtenido
Hardox 450 con precalentamiento
1100 485 793.74
Hardox 450 sin precalentamiento
1100 485 830.97
Ambas probetas fracturaron en la soldadura como se había mencionado
anteriormente, cabe mencionar que el valor obtenido, el cual fluctúa alrededor
de los 800 Mpa, mostró una mejora de propiedades mecánicas del metal de
soldadura en comparación con las propiedades mecánicas del metal de aporte
dadas por el fabricante, esto debido a la difusión del carbono del metal base
hacia el metal de soldadura, aumentando la resistencia de la unión.
Lo anterior se compara y se valida con los resultados obtenidos por
Frydman S., et al. [20] en 2008, el cual hizo un análisis de uniones de acero
Hardox 400 y 500 en diferentes condiciones de trabajo.
82
4.3.7 Análisis de resultados
Por medio del método de inspección visual se observa una menor zona de
dilución de la soldadura con el metal base en la probeta soldada sin
precalentamiento, lo cual se observa con claridad en las fotografías tomadas en
el estereoscopio, y esto ocurre básicamente en los primeros cordones de
soldadura en comparación con la zona de fusión de la probeta soldada con
precalentamiento, en la cual se observa que la zona de soldadura es mayor y
se observa evidentemente buena fusión gracias a la dilatación del metal base
debido a la aplicación del tratamiento térmico.
Mediante el ensayo de dureza se comprobó el efecto que tiene la soldadura
multipasada al darle tratamiento térmico a los cordones anteriores, ya que se
encontró que la zona afectada por el calor (ZAC) en los primeros cordones de
ambas probetas tienen menor dureza que los últimos cordones de soldadura,
en los cuales la dureza de la ZAC es mayor lo cual lo convierte en una zona
susceptible a fracturas, por lo tanto se muestra que los tratamientos térmicos
post-soldadura mejoran la dureza de la zona afectada por el calor.
En los resultados obtenidos gracias al ensayo de tensión se demuestra que
las propiedades mecánicas de las uniones por soldadura tienden al estado de
equilibrio para fortalecer la unión, ya que las propiedades mecánicas del metal
base y el metal de aporte presentado en el desarrollo del actual proyecto
diferían en proporción de 2.5 a 1, sin embargo los resultados obtenidos
mostraron un promedio de resistencia a la tensión en el metal de soldadura con
respecto a las propiedades que presentaban por separado.
83
CONCLUSIONES
De acuerdo a la bibliografía analizada se determina que entre los
métodos estudiados de precalentamiento el más recomendable para
superficies pequeñas es el método multiflama por la facilidad de manejo
del mismo, y también por la pérdida de energía hacia la atmósfera que
éste implica en grandes longitudes.
Para superficies mayores a 1 metro lineal es recomendable utilizar un
método de precalentamiento eléctrico por inducción o por resistencias, ya
que son los que tienen contacto directo con la pieza de trabajo, también
porque se puede controlar la temperatura deseada y además por el
ahorro del consumo energético en comparación con el método de
multiflama.
Uno de los métodos más efectivos para determinar la temperatura de
precalentamiento es el recomendado por el código de soldadura
estructural D1.1, ya que por medio del contenido microestructural
determina mejor las propiedades mecánicas generales del acero al cual
se pretende realizar el tratamiento térmico.
La aplicación de un método de precalentamiento siempre ayuda a
mejorar las propiedades mecánicas de las uniones por soldadura, ya que
ayuda a eliminar impurezas que afectan las uniones, reduce los
esfuerzos residuales que se generan al momento de la soldadura y
según los estudios realizados también ayuda para que exista mas enlace
microestructural entre el metal de aporte y la pieza de trabajo.
Además del precalentamiento también se recomienda realizar
tratamientos térmicos post-soldadura siempre que sea posible, ya que se
comprobó que ayudan a disminuir la dureza y dimensiones de la zona
afectada por el calor, y por consiguiente se mejoran las propiedades
mecánicas de la unión.
84
TABLAS
Tabla 2.1 Composición química del acero Hardox 450 [11] .............................. 19
Tabla 2.2 Composición química del acero Hardox 450 (Cortesía Equipos Monterrey) ......................................................................................................... 20
Tabla 2.3 Propiedades mecánicas del acero Hardox 450 [11] ........................... 20
Tabla 2.4 Temperaturas mínimas de precalentamiento e interpasadas en diferentes espesores de placa (mm) [11] .......................................................... 20
Tabla 2.5 Propiedades mecánicas del acero API 5L X80 [18] .......................... 25
Tabla 2.6 Propiedades mecánicas del alambre tubular E71T8-K6 [18] ............ 25
Tabla 2.7 Resultados de los ensayos de tracción [18] ...................................... 27
Tabla 2.8 Fórmulas de carbono equivalente [15] .............................................. 32
Tabla 2.9 Agrupamiento del índice de susceptibilidad como función del nivel de Hidrógeno "H" y Parámetro de composición Pcm. [6] ....................................... 36
Tabla 2.10 Temperaturas mínimas de precalentamiento y entre pasadas para tres niveles de restricción. [6] ............................................................................ 37
Tabla 2.11 Métodos de tratamiento térmico localizado. [10] ............................. 38
Tabla 2.12 Propiedades de los gases en función de su intensidad de combustión. [14] ................................................................................................ 43
Tabla 2.13 Composición química del acero Hardox 400 (%). [9] ...................... 44
Tabla 2.14 Comparación de consumo de equipo de inducción [26] ................. 50
Tabla 4.1. Composición química de metal de aporte Lincoln LS-3. [19] ........... 60
Tabla 4.2. Propiedades mecánicas de metal de aporte Lincoln LS-3. [19] ....... 60
Tabla 4.3. Valores de microdureza Vickers obtenidos de unión de acero Hardox. ........................................................................................................................... 76
Tabla 4.4 Resistencia a la tensión de Hardox 450 ............................................. 81
85
FIGURAS
Figura 2.1 Proceso de soldadura por arco de metal y gas [2] .............................. 9
Figura 2.2 Diagrama del equipo para soldadura por arco de metal y gas [2] ....... 9
Figura 2.3 Soldadura por arco con núcleo fundente [3] ..................................... 13
Figura 2.4 Clasificación de varias aleaciones ferrosas [5] ................................. 16
Figura 2.5 Secuencia de cordones de soldadura y regiones de la unión soldada [18] ..................................................................................................................... 26
Figura 2.6 Comportamiento de la dureza en las tres regiones, influenciada por la temperatura de precalentamiento. [18] .............................................................. 26
Figura 2.7 Velocidad de Enfriamiento Crítica para 350 HV y 400 HV [6] ........... 29
Figura 2.8 Clasificación de zona de los aceros [6] ............................................. 33
Figura 2.9 Distintos métodos de tratamiento térmico de soldadura. [10] ........... 38
Figura 2.10 Resistencias eléctricas con calefactores flexibles. [10] ................... 39
Figura 2.11 Fuente de poder para resistencias eléctricas. [12] ......................... 39
Figura 2.12 Sistema de precalentamiento y alivio de esfuerzos residuales Miller. [13] ..................................................................................................................... 41
Figura 2.13 Uniones de acero Hardox 400 realizadas mediante soldadura GMAW en láminas delgadas a) sin precalentamiento, b) con precalentamiento y c) multipasada. [9] .............................................................................................. 44
Figura 2.14 Esquema de las zonas existentes. [9]............................................. 45
Figura 2.15 Microestructuras características de diversas zonas en la soldadura GMAW del acero Hardox 400: b) cordón de soldadura, c) ZAC zona 1, d) ZAC zona 2 y e) ZAC zona 3. [9] ............................................................................... 45
Figura 2.16 Microestructuras correspondientes a la ZAC (zona 4) para distintas condiciones de soldadura: a) soldadura en pasada única sin precalentamiento, b) soldadura en pasada única con precalentamiento, c) soldadura multipasada y d) zona 5: zona no afectada. [9] ......................................................................... 47
Figura 2.17 Resultado de microdureza de uniones soldadas por una sola cara con precalentamiento, sin precalentamiento y en multipasada. [9] .................... 48
86
Figura 2.18 Resultado de microdureza de uniones soldadas por ambas caras, con precalentamiento y sin precalentamiento. [9] .............................................. 49
Figura 2.19 Diagrama de la estación para precalentamiento con calentadores eléctricos KEN [26] ............................................................................................ 51
Figura 2.20. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 400 en el estado como se entrega: ZAC=35 mm, Dureza de soldadura=210 HV ......... 52
Figura 2.21. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 500 en el estado como se entrega: ZAC=45 mm, Dureza de soldadura=230 HV ......... 53
Figura 2.22. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 400 después de ser endurecido: Máxima dureza en la ZAC=410 HV, mínima dureza en la soldadura=340 HV .................................................................................... 53
Figura 2.23. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 500 después de ser endurecido: Máxima dureza en la ZAC=503 HV, mínima dureza en la soldadura=430 HV .................................................................................... 54
Figura 2.24. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 400 templado y revenido a una temperatura de 200° C: Máxima dureza en la ZAC=416 HV ...................................................................................................... 54
Figura 2.25. Cambios de dureza en uniones soldadas de acero Hardox 500 templado y revenido a una temperatura de 200° C: Máxima dureza en la ZAC=523 HV ...................................................................................................... 55
Figura 4.1. Tipo de unión de placa base del camión de minería (Cortesía Equipos Monterrey) ............................................................................................ 60
Figura 4.2 (a) Especificación del proceso de soldadura sin precalentamiento. 61
Figura 4.2 (b) Especificación del procedimiento de soldadura sin precalentamiento. ............................................................................................. 62
Figura 4.3. Precalentamiento de acero Hardox 450 (Cortesía Equipos Monterrey).......................................................................................................... 63
Figura 4.4. Soldadura por arco de metal y gas (GMAW, Cortesía Equipos Monterrey).......................................................................................................... 64
Figura 4.5. Espécimen para caracterización microestructural. ......................... 64
Figura 4.6. Microscopio óptico y estereoscopio (Cortesía UNIFE)..................... 65
Figura 4.7. Probeta soldada con precalentamiento. .......................................... 66
Figura 4.8. Probeta soldada sin precalentamiento ............................................. 66
Figura 4.9. Zonas para su análisis. ................................................................... 67
87
Figura 4.10. Metal base soldado con precalentamiento y sin precalentamiento respectivamente. ............................................................................................... 67
Figura 4.11. ZAC 1 con precalentamiento y sin precalentamiento respectivamente. ............................................................................................... 68
Figura 4.12. ZAC 2 con precalentamiento y sin precalentamiento respectivamente. ............................................................................................... 68
Figura 4.13. ZAC 3 con precalentamiento y sin precalentamiento respectivamente. ............................................................................................... 69
Figura 4.14. Metal de soldadura con precalentamiento y sin precalentamiento respectivamente. ............................................................................................... 69
Figura 4.15. Microscopio electrónico de barrido Zeiss modelo EVO MA 15 (Cortesía UNIFE) ............................................................................................... 70
Figura 4.16. Microestructura columnar en metal de soldadura en probeta con precalentamiento. ............................................................................................. 71
Figura 4.17. Microestructura columnar en metal de soldadura en probeta sin precalentamiento. ............................................................................................. 71
Figura 4.18. ZAC 2 en probeta soldada con precalentamiento. ........................ 72
Figura 4.19. ZAC 2 en probeta soldada sin precalentamiento. ......................... 72
Figura 4.20 (a). ZAC 3 de probeta soldada con precalentamiento. ................... 73
Figura 4.20 (b). ZAC 3 de probeta soldada con precalentamiento. ................... 73
Figura 4.21 (a). ZAC 3 de probeta soldada sin precalentamiento. .................... 74
Figura 4.21 (b). ZAC 3 de probeta soldada sin precalentamiento. .................... 74
Figura 4.22. Microdurómetro Future Tech (Cortesía UNIFE) ............................. 75
Figura 4.23. Perfil de dureza. ............................................................................ 75
Figura 4.24. Valores obtenidos de microdureza en L1. ..................................... 77
Figura 4.25. Valores obtenidos de microdureza en L2. ..................................... 77
Figura 4.26. Valores obtenidos de microdureza en L3. ..................................... 78
Figura 4.27. Valores obtenidos de microdureza en L4. ..................................... 78
Figura 4.28. Niveles de dureza en probeta con precalentamiento. ................... 79
Figura 4.29. Niveles de dureza en probeta sin precalentamiento. .................... 79
Figura 4.30. Probetas para ensayo de tensión. ................................................ 80
88
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