Efecto de la temperatura de precalentamiento sobre la ...

UNIVERSIDAD DE CARABOBO

FACULTAD DE INGENIERÍA

ESCUELA DE INGENIERÍA MECÁNICA

Efecto de la temperatura de precalentamiento sobre la formación de grietas en el cordón de soldadura y sobre la microestructura en juntas

soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW

Gorrochotegui Rivas, Angel Antonio.

Rosero Caicedo, Julian Andres.

Naguanagua, 10 de Mayo de 2011




Efecto de la temperatura de precalentamiento sobre la formación de grietas en el cordón de soldadura y sobre la microestructura en juntas

soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW

Trabajo especial de grado presentado ante la Ilustre Universidad de Carabobo para optar al título de Ingeniero Mecánico

Tutor académico: Prof. Ing. Carmelo Torres.

Autores:

Gorrochotegui Rivas, Angel Antonio.

Rosero Caicedo, Julian Andres.

Naguanagua, 10 de Mayo de 2011




CERTIFICADO DE APROBACIÓN Quienes suscriben, Miembros del Jurado designado por el Consejo de

Escuela de Ingeniería Mecánica para examinar la Tesis de Pregrado titulada

Efecto de la temperatura de precalentamiento sobre la formación de

grietas en el cordón de soldadura y sobre la microestructura en juntas

soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de

GMAW, presentada por los bachilleres: Gorrochotegui R. Ángel A.,

Rosero C. Julian A., portadores de la Cédula de Identidad Nº: 17.789.432 y

15.607.817 respectivamente; hacemos constar que hemos revisado y

aprobado el mencionado trabajo.

_______________________

Prof. Carmelo Torres Presidente del jurado

_______________________ Prof. Juan C. Pereira Miembro del Jurado

________________________ Prof. Sandra Cabello Miembro del Jurado

En Naguanagua a los 10 días del mes de Mayo de 2011

xiii

DDeeddiiccaattoorriiaa

Dedico este logro a mi mamá bella Carmen Janet, mi papá Carlos

Mora, en palabras expresar el apoyo no puedo, solo decir los Amo

demasiado y de aquí para delante. Mi hermanita Gabriela, para ti, ahora

sigues tú.

A mi abuela Edelberta, viviste y luchaste siempre porque estuviéramos

bien, abuela lo logré. Bendición te amo mucho y recuerdo siempre.

Se lo dedico a Dios y San Miguel Arcángel, por dejarme estar aquí con

todos y disfrutar de la vida con mi familia y demás seres queridos, gracias por

dejarme vivir.

Mis tíos Víctor y Yirsa, mis segundos papás, los quiero mucho y esto

es para ustedes que me apoyaron y creyeron en mí.

A mi familia, Tío Adenis, Tío Antonio, Tío Cesar, Tía Belkys, mis

primos, saben que forman una armonía ideal, los quiero demasiado.

Para todas las personas que no sólo me apoyaron a mí, sino fueron

pilares de apoyo para mi mamá en toda esta carrera, Eleonora, Gleidy,

Bladimir, Barbara y Bladimir Jr, Elbita, Elvia, Athala, gracias por apoyar a mi

mamá en los momentos débiles y fuertes.

A Verónica Mata, se lo dedico con mucho amor y respeto, fuiste mi

compañera durante mucho tiempo, mi apoyo, mi aliento y guía, muy bien

sabes que no estaría aquí sin ti, este logro es también tuyo.

Angel Gorrochotegui xiv

Se lo dedico a mi padre Víctor Luis García, aunque no estés aquí, me

enseñaste que la vida hay que vivirla como si fuera el último día, pero

sanamente. Fuiste un buen ejemplo a seguir cuando más lo necesité, te

extraño, gracias por presentarte en mi vida. A usted Sra. Belkys, Nohelys

gracias.

Mi madre Carla Palencia, palabras para ti no hay, sólo afecto, amor

demasiado por estar conmigo cuando lo necesité, me cuidaste y guiaste, lo

que he logrado te lo agradezco.

A mi Compa Antonio, apoyo incondicional de ti y tu familia, a mamá

Nela, a mi herma, son excelentes conmigo y mi familia, bueno disfruten este

logro y meta alcanzada que llevan parte consigo.

A los muchachos, amigos desde mi infancia y compañeros en esta

evolución, José Tomas, Marvin, Tío Loro, Tío Alex, Michael, a Ramón,

gracias por ser tan buenos amigos de corazón.

Julian Rosero xv

DDeeddiiccaattoorriiaa

Me gustaría dedicar esta Tesis a toda mi familia.

Para mis padres José y Esperanza, por su comprensión y ayuda en

momentos malos y menos malos. Me han enseñado a encarar las

adversidades sin perder nunca la dignidad ni desfallecer en el intento. Me

han dado todo lo que soy como persona, mis valores, mis principios, mi

perseverancia y mi empeño, y todo ello con una gran dosis de amor y sin

pedir nunca nada a cambio.

Para mi Novia Vanessa, a ella especialmente, por su paciencia, por su

comprensión, por su empeño, por su fuerza, por su amor, por ser tal y como

es, porque la quiero. Es la persona que más directamente ha sufrido las

consecuencias del trabajo realizado. Realmente ella me llena por dentro para

conseguir un equilibrio que me permita dar el máximo de mí. Nunca le podré

estar suficientemente agradecido.

A la memoria de mis abuelos, porque se que siempre me están

acompañando y ayudando en todo momento.

ix

AAggrraaddeecciimmiieennttooss

A mi madre bella Carmen Janet, mi papá Carlos Mora por quererme

como lo hacen, brindarme apoyo y motivación cuando la necesité.

A la Universidad de Carabobo, por ser nuestra casa de estudio, que

aprecio y recordaré con todas las anécdotas.

A nuestro tutor Ing. Carmelo Torres, apoyo incondicional y amigo.

A las secretarias y amigas Gribel Abreu, Alicia, Xiomarita, María, que

me brindan su amistad y apoyo más de lo necesario.

A las Empresas METALMECÁNICA Y.A.R y A.R.J, por la colaboración

prestada y su apoyo incondicional en pro de nuestra tesis.

A los T.S.U René, el negro Néstor, Omar y Josmary, nos dieron

mucha ayuda en este logro alcanzado y a lo largo de la carrera.

A mi compañero de Tesis, paciencia, ganas de progresar, trabajador,

amigo…..son sus cualidades, mucho aprecio por él.

Mis amigas de Dirección Académica Zenaida, Sabhadai y Angélica,

mucha ayuda, mucho cariño me dieron, me escucharon y aconsejaron

cuando lo necesité, de verdad un abrazo.

Para Daliannis, amiga y protectora en mis inicios de mi carrera, me

supo llevar por el carril del medio.

A los muchachos y amigos a lo largo de la carrera en las rumbas,

trasnochos por estudiar y disfrutar más de lo común….Gilberto, Deiby,

Angel Gorrochotegui x

Habib, Alirio, Chorin, Xiolimar, Alexander, Leito, Juan Diego, Alfonso

Cutillo, mi pana Bernardo, Tito, Dayerlin, Omar, Daniel, Julio, Dayana,

Franklin López, Maria Espluga…..de verdad se me pasan muchos

pero gracias amigos fueron buenos, malos, excelente, un buen combo

para lograr todo esto.

Gracias a los momentos de disfrute que tuve en la Universidad,

Valencia y Maracay, sirvieron de gran ayuda para liberar tensiones y

encaminarme con buenos ánimos a mi meta.

xi

AAggrraaddeecciimmiieennttooss

Esta tesis de grado, si bien ha requerido de esfuerzo y mucha

dedicación por parte de los autores y su Tutor de tesis, no hubiese sido

posible su finalización sin la cooperación desinteresada de todas y cada una

de las personas que a continuación citaré y muchas de las cuales han sido

un soporte muy fuerte en momentos de angustia y desesperación.

Primero y antes que nada, dar gracias a Dios, por estar conmigo en

cada paso que doy, por fortalecer mi corazón e iluminar mi mente y

por haber puesto en mi camino a aquellas personas que han sido mi

soporte y compañía durante todo el periodo de estudio.

Agradecer hoy y siempre a mi familia porque se preocupan por mi

bienestar, por todo el apoyo incondicional y colaboración otorgada, y

está claro que si no fuese por el esfuerzo realizado por ellos, mis

estudios universitarios no hubiesen sido posibles.

A Vanessa, por ser la persona que ha compartido el mayor tiempo a

mi lado, porque en su compañía las cosas malas se convierten en

buenas, la tristeza se transforma en alegría y la soledad no existe.

A nuestro tutor Ingeniero Carmelo Torres, por su orientación y el

aporte de sus conocimientos.

A las Empresas METALMECÁNICA Y.A.R y A.R.J, por la colaboración

prestada y su apoyo incondicional en pro de nuestra tesis.

Julian Rosero xii

A la Universidad de Carabobo por ser nuestra casa de estudio.

A mi compañero de Tesis por todo el ánimo, toda la paciencia, por

confiar y creer en mí, y sobre todo por su valiosa amistad.

En general quisiera agradecer a todas y cada una de las personas que

han vivido conmigo la realización de esta tesis de grado, con sus altos

y bajos y que no necesito nombrar porque tanto ellas como yo

sabemos que desde los más profundo de mi corazón les agradezco el

haberme brindado todo el apoyo, colaboración, ánimo y sobre todo

cariño y amistad

xvii

RReessuummeenn

Siendo el proceso de soldadura metálica con arco eléctrico y gas

(GMAW) en aceros especiales un proceso común en la industria y a nivel

particular cuenta con poco información respecto a las condiciones aptas para

realizar estas soldaduras, donde no se consideran los factores y esfuerzos a

los cuales estarán sometidas las juntas soldadas, debido a esto se obtienen

microestructuras no ideales y juntas soldadas no acordes a las exigencias de

trabajo. Para solventar la problemática, se evalúa el precalentamiento como

solución, determinando la microestructura en juntas soldadas con acero

especial AISI 4140 y material de aporte E308-L, también evaluando las grietas

presentes en las juntas soldadas, caracterizando las juntas soldadas mediante

ensayos mecánicos obteniendo una comparación del efecto de la temperatura

de precalentamiento sobre la formación de grietas en el cordón de soldadura y

sobre la microestructura de juntas soldadas en este acero. En el manejo de

esta problemática se utilizaron los ensayos mecánicos de tracción, doblado,

observación microestructura y macroscopía para la caracterización del acero

así como de las juntas soldadas, variando en estas las temperaturas de

precalentamiento; el ensayo de Varestraint se utilizo para la comparación de

la sensibilidad al agrietamiento variando las temperaturas de

precalentamiento. Luego de efectuado los mencionados ensayos se llegó a la

conclusión de que las juntas soldadas a pesar de presentar agrietamiento

aplicándole temperaturas de precalentamiento al material de aporte, se logra

reducir la presencia de grietas; mejorando así las características del cordón de

soldadura, evidenciando macroscópicamente como microscópicamente una

estructura ideal para el material en el cordón de soldadura y zonas contiguas.

Palabras Clave: Soldadura, Grietas, Microestructuras, Precalentamiento,

Ensayos, Agrietamiento.

UNIVERSIDAD DE CARABOBO FACULTAD DE INGENIERÍA ESCUELA DE INGENIERÍA MECÁNICA COORDINACIÓN DE PROYECTOS DE GRADO

SINOPSIS DEL PROYECTO DE GRADO TÍTULO DEL TRABAJO: EFECTO DE LA TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO SOBRE LA FORMACIÓN DE GIRETAS EN EL CORDÓN DE SOLDADURA Y SOBRE LA MICROESTRUCTURA EN JUNTAS SOLDADAS DE ACERO AL MOLIBDENO AISI 4140, UTILIZANDO EL PROCESO DE GMAW FECHA DE INICIO DEL TRABAJO: 2-2009 FECHA DE EX. FINAL: 04-05-2011 FECHA DE ENTREGA DE EJEMPLARES DEFINITIVOS A DIRECCIÓN DE ESCUELA: 11-05-2011 SINOPSIS: SIENDO LA SOLDADURA GMAW UNO DE LOS PROCESOS MAS UTILIZADOS EN LA ACTUALIDAD PARA LA UNIÓN DE ACEROS Y DE LA MAYORÍA DE LOS METALES NO FERROSOS Y ALEACIONES, Y A SU VEZ CUENTA CON POCA INFORMACIÓN RESPECTO A LOS FACTORES QUE SE DEBEN DE TOMAR EN CUENTA A LA HORA DE REALIZAR LA UNIÓN DE JUNTAS, SURGE LA NECESIDAD DE EVALUAR LA TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO SOBRE LAS JUNTAS SOLDADAS Y SOBRE SU MICROESTRUCTURA, COMO UNA SOLUCIÓN EN PARTICULAR, UTILIZANDO COMO MATERIAL BASE UN ACERO AL MOLIBDENO AISI 4140 Y COMO MATERIAL DE APORTE VARILLA DE ACERO INOXIDABLE E308-L. MEDIANTE LA ELABORACIÓN DE ENSAYOS MECÁNICOS DESTRUCTIVOS Y NO DESTRUCTIVOS COMO TRACCIÓN, DOBLADO, VARESTRAINT, MICROSCOPÍA Y MACROSCOPÍA RESPECTIVAMENTE. TODO ESTO APLICADO A LA VARIACIÓN DE 3 NIVELES DE TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO, LLEGANDO A LA CONCLUSIÓN DE QUE APLICANDO DICHOS PRECALENTAMIENTOS SE LOGRA REDUCIR LA PRECENCIA DE GRIETAS EN EL CORDÓN DE SOLDADURA ASÍ COMO TAMBIÉN LA REDUCCIÓN DE POSIBLES ESFUERZOS RESIDUALES EN EL MATERIAL. CÉDULA DE IDENTIDAD ESTUDIANTES NOMBRE FIRMA 15.607.817 JULIAN ROSERO 17.789.432 ANGEL GORROCHOTEGUI FIRMA PROFESOR GUÍA: CARMELO TORRES JURADO: SANDRA CABELLO JURADO: JUAN PEREIRA

ÍÍnnddiiccee ggeenneerraall

Agradecimiento Dedicatoria

ix

xiii

Resumen Índice general

xvii

xix Índice de figuras xxii Índice de tablas xxvi Nomenclatura

xxviii

CAPÍTULO 1 Introducción

1

1.1 Introducción, 1 1.2 Situación problemática, 2 1.3 Objetivos, 3 1.3.1 Objetivo General, 3 1.3.2 Objetivos Específicos, 3 1.4 Justificación, 4 1.5 Limitaciones, 5 1.6 Alcance y/o delimitaciones, 6 1.7 Antecedentes, 6 CAPÍTULO 2 Marco Teórico 9 2.1 Aceros, 9 2.1.1 Concepto del Acero, 9 2.1.2 Microestructuras de los aceros, 10 2.1.3 Acero AISI-SAE 4140, 17

2.1.3.1 Efecto de los elementos de aleación, 17 2.1.3.2 Propiedades físicas, 18 2.1.3.3 Propiedades mecánicas, 18

Índice general

xx

2.1.3.4 Composición Química (colada) en % del peso, 19 2.1.4 Soldabilidad de los aceros, 19 2.1.4.1 Soldadura por arco eléctrico, 20 2.1.4.2 Elementos presentes en la soldadura por arco eléctrico, 21 2.1.5 Metalurgia de la soldadura, 23

2.1.5.1 La soldabilidad metalúrgica depende de dos factores, 23

2.1.6 Calidad de la soldadura, 24 2.1.7 Fundamentos y teoría de soldadura por arco eléctrico con gas inerte, proceso (GMAW / MIG), 26 2.1.7.1 Descripción general, 27 2.1.7.2 Clasificación AWS para los metales de aporte electrodos de baja aleación de acero para soldadura de arco protegida por gas,31 2.1.7.3 Clasificación AWS A5.18 para los metales de aporte electrodos de acero al carbono para soldadura de arco protegida por gas,32

2.1.7.4 Control de la porosidad, 33 2.1.7.5 Influencia del gas y el arco de la soldadura ,33 2.1.7.6 Equipo para la soldadura MIG generador de Soldadura, 35 2.1.7.7 Beneficios y Limitaciones del proceso MIG, 36 2.1.7.8 Técnica de soldadura MIG por corto circuito,37

2.2 Ensayos Mecánicos, 39 2.2.1 Ensayos Destructivos, 39 2.2.1.1 Ensayo de Tracción, 39 2.2.1.2 Ensayo de doblado,41 2.2.1.3 Ensayo de Varestraint, 42 2.2.2 Ensayos no destructivos, 42 2.2.2.1 Microscopia, 42 2.2.2.2 Macroscopia, 43

CAPÍTULO 3 Marco Metodológico 44 3.1 Nivel de la Investigación, 44 3.2 Diseño de la Investigación, 45 3.3 Población y Muestra,45 3.4 Tipo de Muestreo, 45 3.5 Técnicas e Instrumentos de recolección de datos, 46 3.6 Técnicas de Procesamiento y Análisis de datos, 46 3.7 Aspectos Administrativos, 46 3.8 Técnicas y Procedimientos para llevar a cabo la Investigación, 46 3.8.1 Diseño Experimental, 46 3.8.2 Materiales y Equipos a utilizar, 48

Índice general

xxi

3.8.3 Herramientas a utilizar, 48 3.8.4 Procedimiento Experimental, 51 3.8.5 Preparación de las Probetas, 53

3.8.6 Corte de piezas y mecanizado de las probetas, 53 3.8.7 Soldadura de las Parejas, 55 3.8.8 Selección de parámetros de soldadura, 57 3.9 Ensayos experimentales en las probetas soldadas, 58 3.9.1 Ensayo de Tracción, 58 3.9.2 Ensayo de Doblado, 60 3.9.3 Macroscopía, 62 3.9.4 Microscopía, 62 3.9.5 Ensayo de Varestraint, 63 3.9.5.1 Evaluación de las grietas, 67 CAPÍTULO 4 Análisis de Resultados 68 4.1 Resultados de los ensayos de Tracción, 68 4.2 Análisis del ensayo de Tracción, 71 4.3 Resultados del ensayo de Doblado, 73 4.4 Análisis del ensayo de Doblado, 78 4.5 Estudio de Macroscopía, 80 4.6 Análisis de Macroscopía, 81 4.7 Estudio de Microscopía, 82 4.8 Análisis del estudio de Microscopía, 86 4.9 Resultados del ensayo de Varestraint, 88 4.10 Pruebas realizadas a las probetas utilizando

precalentamiento, soldadura y doblado del espécimen, 91 4.11 Valores Nominales de Deformación, 93 4.12 Análisis del ensayo de Varestraint, 100

CAPITULO 5 Conclusiones y Recomendaciones 5.1 Conclusiones, 102 5.2 Recomendaciones,104

Referencias bibliográficas Anexos Certificado de Origen del Acero AISI 4140, 110

102

105

109

xxvi

ÍÍnnddiiccee ddee ttaabbllaass

1.1 Cantidad de probetas a utilizar por cada ensayo mecánico 6

2.1 Clasificación de los aceros Sistema SAE, AISI y UNS 16

2.2 Composición química en % del peso del AISI 4140 19

2.3 Rangos de corriente óptimos pata el cortocircuito con diferentes

diámetros de alambres

38

3.1 Composición química del material Base (%) 52

3.2 Propiedades mecánicas del acero AISI 4140 52

3.3 Composición química del material de Aporte (%) 53

3.4 Especificación del procedimiento de soldadura

3.5 Radios de curvatura del dispositivo de Varestraint

3.6 Temperaturas de precalentamiento recomendadas

4.1 Resultados de ensayo de tracción de probetas soldadas

4.2 Observaciones del ensayo de doblado del material base

4.3 Observaciones del ensayo de doblado de juntas soldadas con

precalentamiento a 200ºC





56

63

64

71

76

76/77

77

78

Índice de tablas

xxvii

4.6 Deformaciones ocurridas en cada una de las probetas de

acuerdo al radio de curvatura

4.7 Numero y tamaño de grietas con radios R1 y R2 con






4.10 Variación en la longitud promedio de grietas para los

precalentamientos de 200ºC y 300ºC con radio de curvatura R1











94

95

95

95

98

99

99

99

99

100

xxii

ÍÍnnddiiccee ddee ffiigguurraass

2.1 Diagrama Hierro-Carbono 10

2.2 Estructura de WIDMANSTATTEN observada en hierro meteorito 14

2.3 Diagrama de Hannemann 14

2.4 Diagrama de transformación Isotérmica del acero AISI 4140 15

2.5 Soldadura por arco eléctrico 21

2.6 Zonas afectadas por el calor en una unión soldada 24

2.7 Soldadura metálica con arco eléctrico y gas (GMAW) 27

2.8 Pistola para soldadura metálica con arco eléctrico y gas 28

2.9 Operación realizada mediante el proceso MIG 29

2.10 Técnicas de transferencia del metal hasta la soldadura fundida en

la soldadura MIG

30

2.11 Equipo para soldadura GMAW (MIG) 35

2.12 Representación de la transferencia en cortocircuito GMAW (MIG) 38

2.13 Diagrama de esfuerzo-deformación 41

3.1 Organigrama experimental

3.2 Microscopio Óptico

3.3 Campana de extracción para el ataque químico

3.4 Lijadora de banda

3.5 Banco de pulido para metalografía

47

49

49

50

50

Índice de Figuras

xxiii

3.6 Soluciones para ataque químico y pulido metalográfico 51

3.7.1 Distribución de probetas para el ensayo de tracción

3.7.2 Distribución de probetas para el ensayo de doblado y

microscopia

3.7.3 Distribución de probetas para el ensayo de Varestraint y

macroscopía

3.8 Diseño de la junta

3.9 Cupones de prueba para la seleccionar la intensidad de corriente

3.10 Precalentamiento de las probetas y medición de la temperatura

3.11 Soldadura de las probetas

54

54

55

55

57

58

58

3.12 Maquina de ensayo de Tracción 59

3.13 Probeta de tracción según norma ASTM E-8M

3.14 Equipo empleado para el ensayo de doblado

60

61

3.15 Probeta de doblado según norma ASTM E-190

3.16 Esquema de montaje de ensayo de Varestraint

4.1 Curva esfuerzo Vs deformación de tracción del material base

4.2 Curva esfuerzo Vs deformación de tracción de juntas soldadas

con precalentamiento a 200ºC





4.5 Diagrama de Esfuerzos máximo de probetas ensayadas

4.6 Curva esfuerzo Vs deformación de doblado del material base

4.7 Curva esfuerzo Vs deformación de doblado de juntas soldadas


4.8 Curva esfuerzo Vs deformación de doblado de juntas soldadas




61

64

69

69

70

70

71

74

74

75

75

Índice de Figuras

xxiv

4.10 Macroscopía de la probeta soldada con precalentamiento a

200ºC


250ºC


300ºC

4.13 Microestructura del material base con aumento de 100X

4.14 Microestructura del material base con aumento de 200X

4.15 Microestructuras de la probetas soldadas con precalentamiento

a 200ºC


a 250ºC


a 300ºC

4.18 Equipo de doblado Varestraint

4.19 Equipo de calentamiento OXICORTE

4.20 Lápices térmicos para la medición del precalentamiento

4.21 Equipo de soldadura Lincoln Electric

4.22 Dispositivo Varestraint con probeta fijada a un extremo

4.23 Precalentamiento de la probeta con Soplete OXICORTE

4.24 Medición de la temperatura de precalentamiento

4.25 Cordón de soldadura finalizado hasta el centro del radio de

curvatura

4.26 Doblado en el extremo libre de la probeta

4.27 Probetas dobladas enfriadas al aire libre

4.28 Deformación por flexión en la probeta

4.29 Micrografía en la superficie del cordón en la muestra Nº1 con

precalentamiento a 200ºC a 200X

4.30 Micrografía en la superficie del cordón en la muestra Nº2 con

precalentamiento a 200ºC a 400X

80

80

81

82

82

83

84

85

89

89

90

90

91

91

92

92

92

93

93

94

95

Índice de Figuras

xxv

4.31 Curva de longitud de grietas promedio Vs deformación para el

metal base con precalentamiento a 200ºC





4.34 Curva comparativa longitud de grietas promedio Vs deformación

para el metal base con precalentamientos a 200ºC, 250ºC y

300ºC

96

97

97

98

CCAAPPÍÍTTUULLOO 11

IInnttrroodduucccciióónn

1.1 Introducción

Resulta sumamente interesante predecir la forma de los gradientes de

temperatura que genera en el metal base (MB) esta fuente de calor, como es

la soldadura, para entender fenómenos tales como: el ancho y la profundidad

de penetración, los cambios microestructurales que se producen en la zona

afectada por calor del metal base, los esfuerzos residuales que se generan,

así como la realización de predicciones sobre posibles problemas de

fisuración de la junta, todos ellos en función de un determinado calor aportado

ó “heat input”.

El presente trabajo se realizó con el análisis de la soldabilidad de un

acero al molibdeno AISI 4140 (American Iron and Steel Institute o Instituto

Americano de Hierro y Acero), correspondiente a la norma AISI, soldado por

arco eléctrico mediante el proceso de soldadura manual (GMAW). A tal fin se

llevaron a cabo ensayos mecánicos de tracción, doblado, varestraint así

como macrografías y micrografías de las distintas regiones de la junta

soldada, análisis químicos. Previo a ello se determinó la temperatura de

precalentamiento alcanzadas en la junta soldada afectada por el calor, en

función de las variables operacionales, que pueden ser manipuladas para

prevenir la fisuración en frío y a la vez evitar el deterioro de las propiedades

2 Efecto de la temperatura de precalentamiento sobre la formación de grietas en el cordón de

soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW

de tenacidad mediante métodos analíticos y experimentalmente utilizando

ensayos de fisuración en frío.

1.2 Situación problemática

Desde el punto de vista de soladura los procesos han experimentado

mejoras en relación al control de nivel de hidrogeno difusible, mayor

productividad y mínimos tiempos de trabajos posteriores.

No obstante, la abundante información disponible sobre la influencia en

la microestructura y propiedades tanto en el metal de soldadura como sobre la

zona afectada térmicamente (ZAC), de proceso y consumibles GMAW que por

definición es un proceso de soldadura por arco que produce la fusión de los

metales por calentamiento con un arco entre un electrodo de alimentación

continua de metal de aporte y trabajo; en una amplia variedad de aceros TM

(muy bajo contenido en carbono) y ARBA (alta resistencia y baja aleación),

aun quedan importantes interrogantes. En particular para aceros de alta

resistencia respecto de la aplicación de las variables del procedimiento de

soldadura. La utilización de precalentamiento, la temperatura entre pasada

debe ser cuidadosamente definida y controlada junto con la selección de

alambres tubulares con bajo contenido de hidrogeno a fin de minimizar riesgos

de fisuras en frio tanto en la ZAC como en el metal de soldadura. En tal

sentido, para los aceros de alta resistencia la guía que establecen los códigos

o normas para soldadura estructural son bastante limitadas, lo cual exige para

muchos casos la realización de un análisis de soldabilidad para la correcta

definición del procedimiento de soldadura.

La temperatura de precalentamiento puede variar constantemente

dependiendo del tipo de aplicación que se le vaya a dar al acero y sus

características previas. Se busca en este proyecto de grado diseñar ensayos

utilizando el proceso de soldadura de arco por tope eléctrico GMAW con gas

Capítulo 1. Introducción 3

de protección Argón comercial bajo la preponderancia de la variable de

temperatura de precalentamiento, se analizaran las microestructuras

obtenidas para luego establecer las conclusiones y lineamientos pertinentes

del material en estudio.

1.3 Objetivos

11..33..11 OObbjjeettiivvoo GGeenneerraall

Analizar el efecto que tiene la temperatura de precalentamiento sobre

la formación de grietas en el cordón de soldadura y sobre la microestructura

en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140 por el proceso de

soldadura GMAW.

11..33..22 OObbjjeettiivvooss EEssppeeccííffiiccooss

Caracterizar el metal base y el metal de aporte para la soldadura

GMAW.

Seleccionar los parámetros de soldadura por medio de la realización de

cupones de prueba.

Realizar los diversos ensayos de soldadura utilizando los parámetros

seleccionados.

Caracterizar las juntas soldadas por medio de ensayos mecánicos.

Generar propagaciones de grietas por medio de ensayos de

Varestraint.



Analizar los resultados obtenidos para establecer la influencia de la

temperatura de precalentamiento sobre la formación de grietas y

sobre la microestructura en el cordón de soldadura.

1.4 Justificación

Un factor que controla la microestructura de la ZAC y del metal de

soldadura, es la velocidad de enfriamiento; esta velocidad depende de los

espesores del material base, la geometría de la unión, el calor aportado y la

temperatura de precalentamiento. La velocidad de enfriamiento puede

entonces ser usada, dentro de cierto rango, para prevenir la formación de

microestructuras peligrosas en la ZAC y en la soldadura.

Por efecto de la velocidad de enfriamiento pueden originarse en el acero

estructuras metalúrgicas duras, y en casos extremos, provocar una

transformación directa de Austenita a Martensita. Si calentamos el material

base previamente a la soldadura, disminuimos el desnivel térmico desde la

temperatura de fusión del acero. De este modo se favorecen las

transformaciones metalúrgicas a estructuras más blandas que resultan menos

frágiles y propensas a fisuración en frío.

En la práctica generalmente, las temperaturas de precalentamiento

pueden variar desde temperatura ambiente hasta los 450ºC; en casos

específicos puede ser aún mayor. Hay que evitar todo precalentamiento

innecesario, ya que consume tiempo y energía. Las temperaturas de

precalentamiento excesivas no justifican el costo y podrían degradar las

propiedades y la calidad de la unión. La incomodidad del soldador aumenta si

el precalentamiento es muy alto, y la calidad del trabajo tiende a ser menor.

Las temperaturas de precalentamiento que se usen se basarán en los

requisitos de soldadura prescritos, una evaluación técnica competente o los

resultados de ensayos o pruebas.


Por ello es de mucha importancia aplicar los referidos ensayos

(destructivos y/o no destructivos), específicamente el ensayo de Varestraint,

todo esto para verificar la calidad de la soldadura, comprobar que estén libres

de defectos, tienen niveles aceptables de tensiones y distorsiones residuales,

tienen propiedades aceptables en la ZAC.

Con el referido estudio se procuró que las personas tengan un

conocimiento de los factores que llegan afectar este tipo de soldadura que

comúnmente son utilizadas en la zona de la metalurgia.

1.5 Limitaciones

Las soldaduras las realizo un soldador calificado y en áreas externas a

la Universidad de Carabobo.

Disponibilidad de los laboratorios de la Universidad de Carabobo al

momento realización de los ensayos.

El efecto de la temperatura de precalentamiento fue estudiada en

láminas de acero al molibdeno AISI 4140 de 6 a 7 mm de espesor.

El efecto de la temperatura de precalentamiento fue estudiada en

uniones soldadas a tope.

El tipo de aporte de soldadura se realizo por cortocircuito.

Adquisición de los lápices térmicos para la medición de las

determinadas temperaturas de precalentamiento.

Mecanizado del acero al molibdeno AISI 4140 para obtener láminas de

espesor de 6 y/o 7 mm.



1.6 Alcance y/o Delimitaciones

Todos los ensayos se realizaran en acero al molibdeno AISI 4140,

aplicándole tres (3) temperaturas distintas de precalentamiento, mediante un

mínimo de 3 ensayos de tracción, 3 ensayos de doblado, 2 ensayos de

microscopia al igual de macroscopía y 8 ensayos para las condiciones de

varestraint, estudiando su microestructura y la formación de grietas en el

cordón de soldadura para cada uno de los casos a analizar y la condición

original del material.

Los ensayos se realizaran de acuerdo a la disposición siguiente en la tabla 1.1:

Tabla 1.1. Cantidad de probetas a utilizar por cada ensayo mecánico

Ensayos Nro. de probetas

Ensayo de tracción 3

Ensayo de doblado 3

Ensayo de varestraint 8

Microscopia 2

Macroscopía 2

Nro. total de probetas por temperatura 18

Nota:

Los ensayos se aplicaran a tres (3) temperaturas distintas de

precalentamiento, para ser un total de cincuenta y cuatro (54) probetas a

ensayar.

1.7 Antecedentes

Asta, (2003), en la investigación: EFECTO DE LA TEMPERATURA DE

PRECALENTAMIENTO EN LA SOLDABILIDAD DE UN ACERO ASTM A514

GR B. Una evaluación de la microestructura por microscopia óptica y

electrónica así como mediciones de micro dureza es realizada sobre muestras

de las juntas soldadas correspondientes a condiciones con y sin

precalentamiento. Finalmente del análisis surge cual es la temperatura más

adecuada, bajo las condiciones planteadas, que permite realizar soldaduras


de este acero con un bajo riesgo a la aparición de fisuras. La soldadura se

realiza mediante proceso de FCAW automatizado utilizando un electrodo

básico de bajo hidrogeno E110T-5-K4, con protección gaseosa, sobre un

acero ASTM A514 Gr B de 25mm de espesor.

Payares, (2007), en el trabajo: PREDICCION DE LAS TEMPERATURAS

MAXIMAS ALCANZADAS EN SOLDADURAS GMAW DE ACERO DUPLEX

SAF-2205. El enfoque de esta investigación fue establecer una expresión

matemática representativa del comportamiento de las temperaturas máximas

alcanzadas en la zona afectada por el calor, en función de las variables

operacionales, intensidad, voltaje y velocidad de avance, que pueden ser

manipuladas, adicionalmente, establecer el comportamiento mecánico de la

junta soldada. El estudio se basa en la realización de soldaduras GMAW

automáticas de acero dúplex SAF-2205, utilizando una fuente de poder de

potencia constante con corriente continua polaridad reversa, argón como gas

protector y un electrodo E-ER 2209, de acuerdo a las normas AWS5.4-92 y

5.9-93.

Parra, (2005), en la investigación: DETERMINACION DE ESFUERZOS

RESIDUALES EN LA SOLDADURA GMAW DE PLANCHAS DE 6mm DE

ESPESOR DE ACERO ASTM-131-82-B. El objetivo general de este estudio

fue determinar los esfuerzos residuales en soldadura GAS METAL ARC

WELDING (GMAW) en plancha de 6 mm de espesor de acero ASTM A-131-

82-B (Acero casco de Buque). Para esto, se construyó un modelo de

elementos finitos tridimensional con el programa SAMCEF, utilizando sus

módulos de transferencia de calor MECANO THERMAL y de análisis no-lineal

de estructuras MECANO STRUCTURE. La simulación se desarrolló en 2

etapas. La primera etapa fue el análisis térmico en la segunda etapa fue el

análisis de esfuerzos y deformaciones. Al final del enfriamiento se obtuvieron

los esfuerzos y deformaciones residuales.



Zalazar, (2009), en el trabajo: CARACTERIZACION DE JUNTAS

SOLDADAS EN ACERO ESTRUCTURAL DE ALTA RESISTENCIA. En su

trabajo se continua con el análisis de la soldabilidad de un acero de alta

resistencia y baja aleación, templado y revenido (HSLA Q&T), correspondiente

a la norma ASTM A-514, soldado por arco eléctrico mediante el proceso de

soldadura manual con electrodo revestido. A tal fin se llevan a cabo

ensayos mecánicos de dureza, tracción, plegado e impacto así como

macrografías y micrografías de las distintas regiones de la junta soldada,

análisis químicos, y medición de tamaño de grano. Previo a ello se determina

la temperatura de precalentamiento para prevenir la fisuración en fríos y a la

vez evitar el deterioro de las propiedades de tenacidad mediante métodos

analíticos y experimentalmente utilizando ensayos de fisuración en frío.

Adicionalmente se evalúa la unión de este acero con un acero ASTM A36 de

uso extendido en aplicaciones estructurales.

Pérez, (2007), en el trabajo: APLICACIÓN DEL ENSAYO DE DOBLEZ Y

ENSAYO DE VARESTRAINT PARA DETERMINAR LA FISURACIÓN EN

SOLDADURAS DE ACERO INOXIDABLE AWS 309L, AWS 316L Y AWS 347.

En este trabajo se busco conocer aún más sobre las fallas que ocurren en los

aceros inoxidables de la serie 300, más específicamente en los materiales de

aporte de soldaduras del tipo AWS 309L, AWS 316L y AWS 347, debido a la

falta de control en la microestructura ferrita delta presente en soldaduras de

este tipo, además la relación que tiene el numero de ferrita con la tendencia al

fisuramiento o desgarramiento cuando estos materiales de aporte en

soldaduras son sometidos a trabajo o ensayo de alta flexión (doblado) de

soldaduras tanto caliente como a temperatura ambiente.


MMaarrccoo TTeeóórriiccoo

2. Bases teóricas

22..11 AAcceerrooss

El acero es sin duda el material de ingeniería mas utilizado por la

humanidad. El nombre de acero engloba una basta grupo de materiales que

en muchos casos tienen aplicaciones especificas. Es una aleación de hierro y

carbono, a esta aleación básica, se suele adicionar otros elementos que

confieren al acero propiedades especiales. Para identificar un acero, hay que

tener en cuenta los aleantes que posee y la cantidad de los mismos. (Bohler,

2000)

22..11..11 CCoonncceeppttoo ddeell AAcceerroo

Se reserva el nombre de acero a las aleaciones hierro – carbono de

entre un 0,008% y 2,11% en peso de carbono, aunque en la práctica ésta

concentración raramente excede del 1%. Cuando el porcentaje supera al

2,11% y hasta el 6.67% en peso de carbono la aleación recibe el nombre de

fundición. Los aceros son esencialmente aleaciones, de hierro y carbono

hasta aproximadamente un 2% de carbono. Sin embargo, la mayoría de los



aceros contienen menos de un 0.5% de carbono. La mayor parte del acero se

fabrica por oxidación del carbono y otras impurezas en el arrabio hasta que el

contenido de carbono en el hierro se reduce al nivel requerido. (Svoboda Y

Lorusso, 2002)

22..11..22 MMiiccrrooeessttrruuccttuurraass ddee llooss aacceerrooss

Los constituyentes metálicos que pueden presentarse en los aceros al

carbono son: Ferrita, Cementita, Perlita, Sorbita, Troostita, Martensita, Bainita,

y rara vez Austenita, aunque nunca como único constituyente. También

pueden estar presentes constituyentes no metálicos como óxidos, silicatos,

sulfuros y aluminatos. El análisis de las microestructuras de los aceros al

carbono recocidos y fundiciones blancas debe realizarse en base al diagrama

meta-estable Hierro carburo de hierro o Cementita. Estas microestructuras

pueden observarse en el Diagrama Hierro- Carbono que se muestra en la

figura 2.1. (Smith, 2003)

Figura 2.1: Diagrama Hierro-Carbono Fuente: Murakami (1919)

Capítulo 2. Marco Teórico 11

Las estructuras que presenta el diagrama de equilibrio (fig. 2.1) son

las siguientes:

Ferrita

Es una solución sólida de carbono en hierro alfa, su solubilidad a la

temperatura ambiente es del orden de 0.008% de carbono, por esto se

considera como hierro puro, la máxima solubilidad de carbono en el hierro alfa

es de 0,02% a 723ºC. La ferrita es la fase más blanda y dúctil de los aceros,

cristaliza en la red cúbica centrada en el cuerpo, tiene una dureza de 90

Brinell y una resistencia a la tracción de 28 Kg/mm2, llegando hasta un

alargamiento del 40%. La ferrita se observa al microscopio como granos

poligonales claros.

Cementita

Es el carburo de hierro de fórmula Fe3C, contiene 6,67 %C y 93,33 %

de hierro, es el microconstituyente más duro y frágil de los aceros al carbono

alcanzando una dureza Brinell de 700 (68 HRC) y cristaliza en la red

ortorrómbica.

Perlita

Es el microconstituyente Eutectoide formado por capas alternadas de

Ferrita y Cementita, compuesta por el 88 % de ferrita y 12 % de Cementita,

contiene el 0,8 %C. Tiene una dureza de 250 Brinell, resistencia a la tracción

de 80 Kg/mrn2 y un alargamiento del 15%; el nombre de perlita se debe a las

irisaciones que adquiere al iluminarla, parecidas a las perlas. La perlita

aparece en general en el enfriamiento lento de la Austenita y por la

transformación isotérmica de la Austenita en el rango de 650 a 723°C.



Austenita

Es el constituyente más denso de los aceros y está formado por una

solución sólida por inserción de carbono en hierro gamma. La cantidad de

carbono disuelto, varía de 0.8 al 2 % C que es la máxima solubilidad a la

temperatura de 1130°C. La Austenita no es estable a la temperatura ambiente

pero existen algunos aceros al cromo-níquel denominados austeníticos cuya

estructura es Austenita a temperatura ambiente. La Austenita está formada

por cristales cúbicos centrados en las caras, con una dureza de 300 Brinell,

una resistencia a la tracción de 100 Kg/mm2 y un alargamiento del 30 %, no

es magnética.

Martensita

Es el constituyente de los aceros templados, está conformado por una

solución sólida sobre saturada de carbono o carburo de hierro en ferrita y se

obtiene por enfriamiento rápido de los aceros desde su estado austenítico a

altas temperaturas. El contenido de carbono suele variar desde muy poco

carbono hasta el 1% de carbono, sus propiedades físicas varían con su

contenido en carbono hasta un máximo de 0.7 %C.

Perlita Fina

Es un agregado muy fino de Cementita y Ferrita, se produce por un

enfriamiento de la Austenita con una velocidad de enfriamiento ligeramente

inferior a la crítica de temple o por transformación isotérmica de la Austenita

en el rango de temperatura de 500ºC a 600°C, o por revenido a 400°C. Sus

propiedades físicas son intermedias entre la Martensita y la Sorbita, tiene una

dureza de 400 a 500 Brinell, una resistencia a la tracción de 140 a 175

Kg/mm2 y un alargamiento del 5 al 10%. Es un constituyente nodular oscuro

con estructura radial apreciable a unos 1000X y aparece generalmente

acompañando a la Martensita y a la Austenita.


Sorbita

Es también un agregado fino de Cementita y ferrita. Se obtiene por

enfriamiento de la Austenita con una velocidad de enfriamiento bastante

inferior a la crítica de temple o por transformación isotérmica de la Austenita

en la zona de 600 a 650°C, o por revenido a la temperatura de 600°C. Su

dureza es de 250 a 400 Brinell, su resistencia a la tracción es de 88 a 140

Kg/mm2, con un alargamiento del 10 al 20%.

Bainita

Es el constituyente que se obtiene en la transformación isotérmica de la

Austenita cuando la temperatura del baño de enfriamiento es de 250 a 500°C.

Se diferencian dos tipos de estructuras: la Bainita superior de aspecto

arborescente formada a 500-580°C, compuesta por una matriz ferrítica

conteniendo carburos. Bainita inferior, formada a 250-400°C tiene un aspecto

acicular similar a la Martensita y constituida por agujas alargadas de ferrita

que contienen delgadas placas de carburos.

Widmanstatten:

Esta caracterizada por una simetría que sigue tres o cuatro direcciones

privilegiadas, y se manifiesta como una estructura de fragilidad de los aceros

tal como se observa en la figura 2.2. El dominio de la formación de esta

estructura es limitado a (C= 0.2% a 0.4%) cuando los sobrecalentamientos

son pequeños (fig. 2.3a), y se extiende por el lado de las concentraciones

bajas de carbono cuando la temperatura de sobrecalentamiento crece (fig.

2.3b). Esta estructura está caracterizada por depósitos paralelos a los planos

de deslizamiento, su aparición depende de la composición química del metal,

tamaño del hierro y velocidad de enfriamiento. En las juntas soldadas la

estructura Widmanstatten puede formarse en el metal fundido y metal base

sobrecalentado, también aparece a veces, en las piezas de gran masa



sometidas a oxicorte. La aparición de esta estructura esta unida, aparte de a

la composición química, al ciclo térmico impuesto por el soldeo, el cual

depende del procedimiento y métodos a soldar. (Smith, 2003).

Figura 2.2. Estructura de Widmanstatten observada en hierro meteorito.

Precipitación de los constituyentes siguiendo los planos cristalográficos del octaedro, con lo

que se originan dos o tres direcciones.

Fuente: Seferian (1979).

Figura 2.3. Diagrama de Hannemann, que las condiciones de formación de la estructura

Widmanstatten para las siguientes calentamientos: en la proximidades de la temperatura

A3(722) fig.2.3.a, a las temperaturas de sobrecalentamiento 2.3b. Fuente: Seferian (1979).

a

b


Para que el hierro se comporte según estos diagramas los cambios de

temperatura deben ser lo suficientemente lentos. Cuando la velocidad de

cambio de la temperatura es mayor, se utilizan otros gráficos.

Las curvas TTT representan a la temperatura en función del tiempo

para una determinada concentración de hierro y carbono para velocidades de

enfriamiento o calentamiento elevadas. (Smith, 2003)

Figura 2.4. Diagrama de transformación Isotérmica del acero AISI 4140 Fuente: Svoboda (2002).



Estas curvas, al igual que el diagrama hierro-carbono, pueden ser

modificados por agregado de aleantes en el acero. En el caso de las curvas

TTT, los aleantes desplazan la curva hacia la derecha y hacia abajo.

Dependiendo del aleante se puede desplazar más una zona que otra y así,

mediante un enfriamiento sencillo se puede lograr la estructura deseada. Para

identificar un acero, hay que tener en cuenta los aleantes que posee y la

cantidad de los mismos. Según la norma AISI, la forma de identificarlos es

mediante un código de cuatro números en el cual los primeros dos indican los

aleantes (no carbono) y el segundo par indica el porcentaje de carbono.

(Smith, 2003)

Tabla 2.1 Clasificación de los aceros Sistemas AISI, SAE y UNS para clasificar aceros

DESIGNACIÓN TIPO DE ACEROS

AISI - SAE UNS

10XX G10XXX Aceros al carbono comunes

11XX G11XXX Aceros maquinables, con alto S

12XX G12XXX Aceros maquinables, con alto P y S

13XX G13XXX Aceros al manganeso, con 1,75% Mn

15XX G15XXX Aceros al manganeso, con Mn sobre el 1%

40XX G40XXX Aceros al molibdeno, con 0,25% Mo

41XX G41XXX Aceros al cromo-molibdeno, con 0,4 a 1,1% Cr y 0,08 a 0,35% Mo

43XX G43XXX Aceros Ni-Cr-Mo, con 1,65 a 2% Ni, 0,4 a 0,9% Cr y 0,2 a 0,3% Mo

46XX G46XXX Aceros Ni-Mo con 0,7 a 2% Ni y 0,15 a 0,3% Mo

47XX G47XXX Aceros Ni-Cr-Mo, con 1,05% Ni, 0,45% Cr y 0,2% Mo

48XX G48XXX Aceros Ni-Mo, con 3,15 a 3,25% Ni y 0,2 a 0,3% Mo

51XX G51XXX Aceros al cromo, con 0,7 a 1,1% Cr

E51100 GE51986 Aceros al cromo (horno eléctrico) con 1,0% Cr

E52100 GE52986 Aceros al cromo (horno eléctrico) con 1,45% Cr

61XX G61XXX Aceros Cr-V, con 0,6 a 0,95% Cr y o,1 a 0,15% V mínimo

86XX G86XXX Aceros Ni-Cr-Mo, con 0,55% Ni, 0,5%Cr y 0,2%Mo

87XX G87XXX Aceros Ni-Cr-Mo, con 0,55% Ni, 0,5% Cr y 0,25% Mo

88XX G88XXX Aceros Ni-Cr-Mo, con 0,55%Ni, 0,5% Cr y 0,3 a 0,4% Mo

9260 G92XXX Aceros al silicio, con 1,8 a 2,2% Si

50BXX G50XX Aceros al Cr, con 0,2 a 0,6% Cr y 0,0005 a 0,003% boro

51B60 G51601 Aceros al Cr, con 0,8% Cr y 0,0005 a 0,003% boro

81B45 G81B51 Aceros Ni-Cr-Mo, con 0,3% Ni, 0,45% Cr, 0,12% Mo y 0,0005 a 0,003% B

94BXX G94XXX Aceros Ni-Cr-Mo, con 0,45% Ni, 0,4% Cr, 0,12% Mo y 0,0005 a 0,003% B

Fuente: Aza (2002)


22..11..33 AAcceerroo AAIISSII--SSAAEE 44114400

Es un acero medio carbono aleado con cromo y molibdeno de alta

templabilidad y buena resistencia a la fatiga, abrasión e impacto. Este acero

puede ser nitrurado para darle mayor resistencia a la abrasión. Es susceptible

al endurecimiento por tratamiento térmico. (Sumitec)

22..11..33..11 EEffeeccttoo ddee llooss eelleemmeennttooss ddee aalleeaacciióónn

Cromo (Cr):

El cromo es un elemento de aleación menos costoso que el níquel y

forma carburos simples (Cr7C3 y Cr4C) o carburos complejos [(FeCr)3C]. Estos

carburos tienen alta dureza y buena resistencia al deterioro. El cromo es

soluble hasta 13% en hierro gamma y tiene solubilidad ilimitada en ferrita alfa.

En los aceros de bajo carbono, el Cr tiende a entrar en solución

incrementando de esta manera, la resistencia y la tenacidad de la ferrita.

Molibdeno (Mo):

El molibdeno es un elemento de aleación relativamente costoso, tiene

una solubilidad limitada en hierros gamma y alfa, y es un fuerte formador de

carburos.

Además ejerce un fuerte efecto de templabilidad y, de manera

semejante al cromo, aumenta la dureza y resistencia a alta temperatura de los

aceros. Los aceros con molibdeno son menos susceptibles al fragilizado

debido al revenido, que los demás aceros aleados.

Los aceros al Cromo-Molibdeno (serie 41xx) son relativamente baratos

y poseen buenas características de endurecido profundo, de ductilidad y de

capacidad para soldarse. (Hernan S. Y Hernan Lorusso)



El acero 4140 posee propiedades como:

Conserva la dureza y resistencia a alta temperatura por el cromo y

manganeso.

Son menos susceptibles al fragilizado, debido al revenido por el cromo

y molibdeno.

Poseen buenas características de endurecido profundo, de ductilidad y

de capacidad de soldarse, por el manganeso y molibdeno.

Para construcción de maquinarias posee alta resistencia en medidas

pequeñas y medianas

22..11..33..22 PPrrooppiieeddaaddeess ffííssiiccaass

Punto crítico superior = 793 °C

Punto crítico inferior = 743 °C

Densidad = 7.85 g/cm3 (0.284 lb/in3)

22..11..33..33 PPrrooppiieeddaaddeess mmeeccáánniiccaass

Dureza = (275 – 320) HB o (29 – 34) HRC

Esfuerzo a la fluencia = 690 MPa o 100 KSI

Esfuerzo máximo = (900 – 1050) MPa o (130 - 152 KSI)

Alargamiento mínimo 12%

Reducción de área mínima 50%. (Sumitec)


22..11..33..44 CCoommppoossiicciióónn QQuuíímmiiccaa ((ccoollaaddaa)) eenn %% ddeell ppeessoo

Tabla 2.2 Composición química en % del peso de AISI 4140

C Mn Si Smax Pmax Cr Mo

0.38-0.43 0.75–1.00 0.15–0.35 0.040 0.035 0.80-1.10 0.15–0.25

Fuente: Certificados de calidad y catálogos proporcionados por la Empresa SUMINDU

22..11..44 SSoollddaabbiilliiddaadd ddee llooss aacceerrooss

Se puede decir que la soldabilidad de un acero se define como la

respuesta que presenta el acero a los ciclos térmicos en un ambiente

determinado y durante la operación de soldadura.

El riesgo de agrietamiento en un acero soldado, es decir, grado de

soldabilidad, puede correlacionarse con las siguientes variables: contenido de

hidrógeno, microestructura (composición química y tasa de enfriamiento) y el

nivel de tensiones aplicada.

Así pues, se tiene que tanto la composición química como la tasa de

enfriamiento aplicada, controlan prácticamente la microestructura final del

acero, por consiguiente son factores importantes que determinan la

soldabilidad.

La soldabilidad puede abordarse bajo los tres aspectos siguientes:

La soldabilidad operatoria, relativa a la operación de soldadura, estudia

las condiciones de realización de las uniones por fusión o por cualquier

otro procedimiento, por ejemplo, por presión.

La soldabilidad metalúrgica, relativa a las modificaciones físico -

químicas resultado de la operación de soldadura.

La soldabilidad constructiva o global, que se dedica a definir las

propiedades de conjunto de la construcción por la sensibilidad de la



unión o la deformación y a la rotura bajo efecto de las tensiones.

Así pues, se dice que un metal o aleación es soldable si satisface a

estas tres condiciones. La primera es decisiva, si un metal es refractario al

arco o si no puede dar una unión continua, no es soldable. De un modo

general, puede realizarse la soldadura de los metales y aleaciones industriales

ya sea de forma indirecta o mediante el empleo de un artificio.

La soldabilidad metalúrgica está ligada a las transformaciones que

sufren el metal o aleación durante la unión. Este término debe tomarse en su

más amplio sentido; efectivamente, la transformación puede afectar las

características mecánicas.

Por último la soldabilidad constructiva es fusión de otras propiedades

físicas del metal: dilatación - contracción, produciendo deformaciones y

creando tensiones que son origen de grietas que pueden tener su nacimiento

en la soldadura.

Estas breves consideraciones hacen ver la complejidad del problema

que lleva a establecer una serie de condiciones que han de satisfacer los

metales soldables.

22..11..44..11 SSoollddaadduurraa ppoorr aarrccoo eellééccttrriiccoo

Cuando se realiza la soldadura por arco eléctrico se induce una

diferencia de potencial entre el electrodo y la pieza a soldar, con lo cual se

ioniza el aire entre ellos y pasa a ser conductor, de modo que se cierra el

circuito y se crea el arco eléctrico. El calor del arco funde parcialmente el

material de base y funde el material de aporte, el cual se deposita y crea el

cordón de soldadura como se muestra en la figura 2.4. (Infra, 2005)


22..11..44..22 EElleemmeennttooss pprreesseenntteess eenn llaa ssoollddaadduurraa ppoorr aarrccoo eellééccttrriiccoo::

Electrodo: Son varillas metálicas preparadas para servir como polo del

circuito; en su extremo se genera el arco. En algunos casos, sirven también

como material fundente. La varilla metálica a menudo va recubierta de

distintos materiales, en función de la pieza a soldar y del procedimiento

empleado. (Álvarez, 2009).

Figura 2.5. Soldadura por arco eléctrico

Fuente: Ramírez (2006).

Plasma: Está compuesto por electrones que transportan la corriente y que

van del polo negativo al positivo, de iones metálicos que van del polo

positivo al negativo, de átomos gaseosos que se van ionizando y

estabilizándose conforme pierden o ganan electrones, y de productos de la

fusión tales como vapores que ayudarán a la formación de una atmósfera

protectora. Esta zona alcanza la mayor temperatura del proceso.

Llama: Es la zona que envuelve al plasma y presenta menor temperatura

que éste, formada por átomos que se disocian y recombinan

desprendiendo calor por la combustión del revestimiento del electrodo.

Otorga al arco eléctrico su forma cónica.



Baño de fusión: La acción calorífica del arco provoca la fusión del material,

donde parte de éste se mezcla con el material de aportación del electrodo,

provocando la soldadura de las piezas una vez solidificado.

Cráter: Surco producido por el calentamiento del metal. Su forma y

profundidad vendrán dadas por el poder de penetración del electrodo.

Cordón de soldadura: Está constituido por el metal base y el material de

aportación del electrodo y se pueden diferenciar dos partes: la escoria,

compuesta por impurezas que son segregadas durante la solidificación y

que posteriormente son eliminadas, y el sobre espesor, formado por la

parte útil del material de aportación y parte del metal base, que es lo que

compone la soldadura en sí.

Actualmente el método de soldadura por arco eléctrico es el

procedimiento industrial más utilizado para la unión de aceros y otros metales

no ferrosos. Este tipo de soldadura se clasifica según la atmósfera que rodea

al arco eléctrico, o según la naturaleza del electrodo. (Álvarez, 2009).

Esta clasificación es la siguiente:

Soldadura por arco eléctrico con electrodo revestido (SMAW).

Soladura por arco eléctrico con electrodo de grafito.

Soldadura por arco eléctrico en medio gaseoso reductor o por

hidrógeno atómico.

Soldadura por arco eléctrico en medio de gaseoso inerte (GTAW;

GMAW)

Soldadura por arco eléctrico bajo un flujo conductor.


Soldadura por arco eléctrico con presión. (Manual de conceptos básicos

en soldadura y corte, 2005)

En este trabajo se aplicaron los métodos de soldadura en medio de gas

inerte (GMAW), utilizando proceso de cortocircuito.

22..11..55 MMeettaalluurrggiiaa ddee llaa ssoollddaadduurraa

La metalurgia de la soldadura se ocupa de estudiar las modificaciones

físicas y químicas que resultan de la operación de este proceso, como una

forma de comparar las diferentes propiedades metalúrgicas de la unión

soldada. Por consiguiente, se puede decir que el estudio de la metalurgia de

la soldadura es necesario para llevar a cabo este trabajo de investigación,

cuyo propósito es principalmente evaluar las propiedades mecánicas de la

soldadura.

22..11..55..11 LLaa ssoollddaabbiilliiddaadd mmeettaallúúrrggiiccaa ddeeppeennddee ddee ddooss ffaaccttoorreess

El proceso de soldadura, el cual fue descrito como soldadura en medio

de gas inerte (GMAW).

La microestructura obtenida, como se puede observar a continuación:

Los granos aparecen primero en la línea de fusión, en donde la

temperatura es relativamente baja y crecen con rapidez diferente, porque al

aumentar de tamaño y al hacer presión los cristales unos con otros, cada uno

actúan de acuerdo con el estado de su crecimiento. Sin embargo, los granos

en crecimiento pueden empujar hacia fuera las inclusiones metálicas, hasta la

superficie de la soldadura. Esta es la razón por la cual en la soldadura que se

aplica hacia arriba, la escoria aparece sobre la superficie de la soldadura y no

flotando hacia la raíz del cordón. No se trata de flotación en absoluto sino de



un estado en el que el material no metálico es forzado hacia fuera del metal

líquido al comenzar a formarse los cristales y a hacer presión unos con otros.

(Kaşikçi., 2003).

Figura 2.6: Zonas afectadas por el calor en una unión soldada. Fuente: Rodríguez (2001).

22..11..66 CCaalliiddaadd ddee llaa ssoollddaadduurraa

La unión soldada debe tener las cualidades necesarias para

desempeñar su función esperada en servicio. Para ello, la unión ha de poseer

las propiedades físicas y mecánicas requeridas, y para esto pueden ser

necesarias ciertas microestructuras y composición química. También son

importantes el tamaño y la forma de la soldadura, así como la integridad de la

unión. En todos estos aspectos influyen los materiales base, los materiales de

soldadura y la manera de soldar. La soldadura por arco de metal protegido es


un proceso manual, y la calidad de la unión depende de la habilidad del

soldador que la produce. Por esta razón, es preciso seleccionar con cuidado

los materiales que se usarán, el soldador debe ser apto, y el procedimiento

que use debe ser el correcto.

También se debe tener en cuenta para una soldadura de calidad los

siguientes parámetros:

a) Corriente de soldadura

La soldadura por arco de metal protegido puede efectuarse con

corriente tanto alterna como continua, siempre que se use el electrodo

adecuado. El tipo de corriente de soldadura, la polaridad y los constituyentes

de la cobertura afectan la rapidez de fusión de todos los electrodos cubiertos.

Para un electrodo determinado, la rapidez de fusión se relaciona

directamente con la energía eléctrica suministrada al arco. Parte de esta

energía se destina a fundir una porción del metal base, y otra parte sirve para

fundir el electrodo.

b) Corriente continúa

La corriente continúa siempre produce un arco más estable y una

transferencia de metal más uniforme que la corriente alterna. Esto se debe a

que la polaridad de la corriente no está cambiando todo el tiempo como

sucede con la corriente alterna. La mayor parte de los electrodos cubiertos

trabajan mejor con polaridad inversa (electrodo positivo). La polaridad inversa

logra mayor penetración, pero la directa aumenta la rapidez de fusión del

electrodo.

El arco de corriente continua hace que el charco de soldadura recubra

mejor las superficies de unión y produce una franja de soldadura de

dimensiones más uniformes, incluso con amperajes bajos. Por esta razón, la

corriente continua es ideal para soldar secciones delgadas. La corriente



continua es preferida para soldar en posición vertical y también para soldar

con arco corto.

c) Amperaje

Los electrodos cubiertos con tamaño y especificación específicos

pueden operar de manera satisfactoria a diversos amperajes dentro de cierto

intervalo. Este intervalo varía dependiendo del espesor y la formulación de la

cobertura para un tipo y tamaño de electrodo, el amperaje óptimo depende de

varios factores como la posición de la soldadura y el tipo de unión. El

amperaje debe ser suficiente para obtener una buena fusión y penetración sin

perder el control del charco de soldadura. (L. de Vedia y Hernán S., 2004)

22..11..77 FFuunnddaammeennttooss yy tteeoorrííaa ddee ssoollddaadduurraa ppoorr aarrccoo eellééccttrriiccoo ccoonn ggaass

iinneerrttee,, pprroocceessoo ((GGMMAAWW // MMIIGG))..

En la soldadura MIG, como su nombre indica, el gas es inerte; no

participa en modo alguno en la reacción de soldadura como podemos

observar en la figura 2.6. Su función es proteger la zona crítica de la

soldadura de oxidaciones e impurezas exteriores. Se emplean usualmente los

mismos gases que en el caso de electrodo no consumible, argón, menos

frecuentemente helio, y mezcla de ambos.

El uso de este método de soldadura MIG es cada vez más frecuente en

el sector industrial. En la actualidad, es uno de los métodos más utilizados en

Europa occidental, Estados Unidos y Japón en soldaduras de fábrica. Ello se

debe, entre otras cosas, a su elevada productividad y a la facilidad de

automatización, lo que le ha valido para abrirse un lugar en la industria

automovilística. La flexibilidad es la característica más sobresaliente del

método MIG, ya que permite soldar aceros de baja aleación, aceros

inoxidables, aluminio y cobre, en espesores a partir de los 0,5 mm y en todas

las posiciones. La protección por gas garantiza un cordón de soldadura

continuo y uniforme, además de libre de impurezas y escorias. Por otra parte,


la soldadura MIG / MAG es un método limpio y compatible con todas las

medidas de protección para el medio ambiente.

El proceso GMAW se basa en la alimentación automática de un

electrodo continuo que se protege mediante el uso de gas externamente

suministrado. La figura 2.7 ilustra el proceso. Una vez que el operador ha

hecho los ajustes iniciales, el equipo puede regular automáticamente las

características eléctricas del arco. Es por ello que en el proceso

semiautomático el soldador solo controla la velocidad de avance y dirección

de desplazamiento, así como el posicionamiento de la torcha. Esto hace que

la longitud de arco y la corriente (esto es velocidad de alimentación del

alambre) se mantienen automáticamente. (Universidad de Extremadura,

2002).

Figura 2.7. Soldadura metálica con arco eléctrico y gas (GMAW). Fuente: Rodríguez (2001).

22..11..77..11 DDeessccrriippcciióónn ggeenneerraall

La Soldadura metálica con arco eléctrico y gas o Soldadura MIG (metal

inert gas) es también conocida como Gas Arco Metal o MAG. La soldadura

metálica con arco eléctrico y gas (en inglés gas metal arc welding, GMAW) es



un proceso en el cual el electrodo es un alambre metálico desnudo

consumible y la protección se proporciona inundando el arco eléctrico con un

gas. El alambre desnudo se alimenta en forma continua y automática desde

una bobina a través de la pistola de soldadura, como se ilustra en la figura 2.7

y la figura 2.8 se muestra una pistola de soldadura. En la GMAW se usan

diámetros de alambre que van desde 0,8 a 6,4 mm, el tamaño depende del

grosor de las partes que se van a unir y la velocidad de deposición deseada.

Para protección se usan gases inertes como el argón y el helio y

también gases activos como el dióxido de carbono. La elección de los gases

(y sus mezclas) dependen del material que se va a soldar, al igual que de

otros factores. Se usan gases inertes para soldar aleaciones de aluminio y

aceros inoxidables, en tanto que normalmente se usa C02 para soldar aceros

al bajo y mediano carbono. La combinación del alambre de electrodo desnudo

y los gases protectores eliminan el recubrimiento de escoria en la gota de

soldadura y, por tanto, evitan la necesidad del esmerilado y limpieza manual

de la escoria. Por tal razón, el proceso de GMAW y gas es ideal para hacer

múltiples pasadas de soldadura en la misma unión. (Infra, 2005)

Figura 2.8 Pistola para soldadura metálica con arco eléctrico y gas.

Fuente: INDURA s.a (2007).


Figura 2.9 Operación realizada mediante el proceso MIG.


Los diferentes metales en los que se usa la soldadura GMAW y las

propias variaciones del proceso han dado origen a diferentes nombres. La

primera vez que se introdujo el proceso a fines de los años cuarenta del siglo

XX, se aplicó a la soldadura de aluminio usando un gas inerte (argón) para

protección del arco eléctrico. Este proceso recibió el nombre de soldadura

metálica con gas inerte (en inglés MIG welding, metal inert gas welding).

Cuando este proceso de soldadura se aplicó al acero, se encontró que los

gases inertes eran costosos y se usó C02 como sustituto. Por tanto, se aplicó

el término de soldadura con C02. Algunos refinamientos en el proceso para la

soldadura del acero condujeron, al uso de mezclas de gases, incluyendo

dióxido de carbono y argón, e incluso oxígeno y argón.

El proceso MIG opera en DC (corriente continua) usualmente con el

alambre como electrodo positivo. Esto es conocido como "Polaridad Negativa"

(reverse polarity). La "Polaridad Positiva" (straight polarity) es raramente

usada por su poca transferencia de metal de aporte desde el alambre hacia la

pieza de trabajo. Las corrientes de soldadura varían desde unos 50 Amperios

hasta 600 Amperios en muchos casos en voltajes de 15V hasta 32V, un arco

auto-estabilizado es obtenido con el uso de un sistema de fuente de poder de

potencial constante (voltaje constante) y una alimentación constante del

alambre.



Continuos desarrollos al proceso de soldadura MIG lo han convertido

en un proceso aplicable a todos los metales comercialmente importantes

como el acero, aluminio, acero inoxidable, cobre y algunos otros. Materiales

por encima de 0,76 mm de espesor pueden ser soldados en cualquier

posición, incluyendo de piso, vertical y sobre cabeza. Es muy simple escoger

el equipo, el alambre o electrodo, el gas de la aplicación y las condiciones

óptimas para producir soldaduras de alta calidad a muy bajo costo.

El proceso básico MIG incluye tres técnicas muy distintas:

Transferencia por "Corto circuito", transferencia "Globular" y la transferencia

de "Arco Rociado" (Spray Arc). Estas técnicas describen la manera en la cual

el metal es transferido desde el alambre hasta la soldadura fundida.

Figura 2.10 Técnicas de transferencia del metal hasta la soldadura fundida en la soldadura

MIG.


En la transferencia por corto circuito, también conocido como "Arco

Corto", "Transferencia espesa" y "Micro Wire", la transferencia del metal

ocurre cuando un corto circuito eléctrico es establecido, esto ocurre cuando el

metal en la punta del alambre hace contacto con la soldadura fundida.

En la transferencia por rociado (spray arc), diminutas gotas de metal

fundido llamadas "Moltens" son arrancadas de la punta del alambre y

proyectadas por la fuerza electromagnética hacia la soldadura fundida.


En la transferencia globular el proceso ocurre cuando las gotas del

metal fundido son lo suficientemente grandes para caer por la influencia de la

fuerza de gravedad. Los factores que determinan la manera en que los

moltens son transferidos son la corriente de soldadura, el diámetro del

alambre, la distancia del arco (voltaje), las características de la fuente de

poder y el gas utilizado en el proceso.

La soldadura MIG es un proceso versátil, con el cual se puede

depositar soldadura a un rango muy alto y en cualquier posición. El proceso

es ampliamente usado en láminas de acero de bajo y mediano calibre de

fabricación y sobre estructuras de aleación de aluminio particularmente donde

existe un alto requerimiento de trabajo manual o trabajo de soldador.

Desde su aparición en el mundo de la soldadura, todas las agencias de

regulación y clasificación de los metales de aporte tomaron muy en serio este

proceso y la creación de su propio código de clasificación fue indispensable,

en el caso de la Sociedad Americana de Soldadura AWS, se crearon dos

códigos por separado, uno para las aleaciones de bajo contenido de carbono

o también conocido como acero dulce y uno para las aleaciones de alto

contenido de carbono o donde la composición química final del material

aportado fuera cambiada de forma dramática. (Fundamentos del proceso de

soldadura GMAW, 2003)

22..11..77..22 CCllaassiiffiiccaacciióónn AAWWSS ppaarraa llooss mmeettaalleess ddee aappoorrttee eelleeccttrrooddooss ddee bbaajjaa

aalleeaacciióónn ddee aacceerroo ppaarraa ssoollddaadduurraa ddee aarrccoo pprrootteeggiiddaa ppoorr ggaass

ER1 - XXX2 S3 - XXX4

1. Las primeras dos letras identifican como alambre o varilla desnuda

2. Los tres primeros números indican la resistencia a la tracción en miles

de libra/in2 La letra intermedia indica que el tipo de alambre es sólido.



3. Los últimos tres dígitos indican la Composición química del alambre lo

que determina la ejecución correcta de este proceso es:

La fluidez de la soldadura

La forma del cordón de la soldadura y sus bordes

La chispa o salpicaduras que genera (Spatter)

22..11..77..33 CCllaassiiffiiccaacciióónn AAWWSS AA55..1188 ppaarraa llooss mmeettaalleess ddee aappoorrttee eelleeccttrrooddooss ddee

aacceerroo aall ccaarrbboonnoo ppaarraa ssoollddaadduurraa ddee aarrccoo pprrootteeggiiddaa ppoorr ggaass

ER- XX S – X (1) (2) (3) (4)

(1) Las primeras dos letras identifican como alambre o varilla desnudas

(2) Los tres primeros números indican la resistencia a la tracción en miles

de libra/in2.

(3) La letra intermedia indica que el tipo de alambre es sólido.

(4) Composición química del alambre

Un buen procedimiento de soldada está caracterizado por la poca

presencia de porosidad, buena fusión, y una terminación libre de grietas o

quebraduras. La porosidad, es una de las causas más frecuentemente citadas

de una soldadura pobremente ejecutada, es causada por el exceso de

oxígeno de la atmósfera, creada por el gas usado en el proceso y cualquier

contaminación en el metal base, que, combinado con el carbono en el metal

soldado forma diminutas burbujas de monóxido de carbono (CO). Algunas de

estas burbujas de CO pueden quedar atrapadas en la soldadura fundida

después que se enfría y se convierten en poros mejor conocidos como

porosidad. (Catalogo de Electrodos Lincoln Electric, 2009)


22..11..77..44 CCoonnttrrooll ddee llaa ppoorroossiiddaadd

Una suficiente desoxidación del cordón de soldadura es necesaria para

minimizar la formación de monóxido de carbono CO y, por consiguiente, la

porosidad. Para lograr esto, algunos fabricantes han desarrollado alambres

que contienen elementos con los cuales el oxígeno se combina

preferentemente al carbono para formar escorias inofensivas. Estos

elementos, llamados desoxidantes, son manganeso (Mn), silicón, titanio (Ti),

aluminio (Al), y zirconio (Zr).

Aluminio, titanio y zirconio son los desoxidantes más poderosos, quizás

cinco veces más efectivos que el manganeso y el silicón, no obstante estos

últimos dos elementos afectan de manera especial el proceso y por eso no

son ampliamente utilizados, las cantidades de manganeso podrían variar

desde 1,10% hasta 1,58% y en el caso del silicón desde un 0,52% hasta

0,87%.

22..11..77..55 IInnfflluueenncciiaa ddeell ggaass yy eell aarrccoo ddee llaa ssoollddaadduurraa

El uso de Anhídrido Carbónico (C02) causa más turbulencias en la

transferencia del metal del alambre al metal base con la tendencia a crear

cordones de soldadura más abultados y un alto incremento de las

salpicaduras.

Las mezclas de gases con bases de Argón (Ar) proveen transferencias

de metales más estables y uniformes, buena forma del cordón de soldadura y

las salpicaduras son reducidas al mínimo, además de un rango más bajo en la

generación de humo.

El argón en nuestro caso es el gas de protección a usar y tiene como

propiedades lo siguiente; Está presente en la atmósfera, en concentraciones



inferiores al 1%. Se obtiene por destilación fraccionada del aire líquido. Sus

características como gas de protección son:

Es inerte, no reacciona con los elementos del baño de fusión.

Es aproximadamente 1.4 veces más pesado que el aire.

Potencial de ionización bajo: favorece el cebado y la estabilidad del

arco.

Conductividad térmica baja: concentra el calor del arco, aumentando la

penetración.

Al ser más pesado que el aire que proporciona una buena protección. Su

peso atómico es alto, por lo que consigue una acción de limpieza más

enérgica al chocar iones de mayor tamaño contra la capa de óxido. Esto

justifica su aplicación en la soldadura de aluminio o magnesio.

Tiene un bajo potencial de ionización, es decir, se vuelve conductor con

relativa facilidad. Se facilita el cebado y el arco es más estable. Su

conductividad térmica es baja, por lo que el calor se concentra en un arco

estrecho y las soldaduras que se producen son estrechas y con gran

penetración. La zona afectada por el calor es pequeña. Las dos propiedades

anteriores, bajos potenciales de ionización y conductividad térmica, hacen que

el calor liberado en el arco sea poco sensible a la longitud del arco, y no se

altere la forma del cordón. Esto lo hace especialmente interesante para la

soldadura manual. El calor liberado por el arco es bajo, debido a que también

lo es el potencial de ionización, por eso su aplicación resulta interesante para

la soldadura de materiales de pequeños espesores, porque se corren menos

riesgos de desfondar el baño. (Infra, 2005)


22..11..77..66 EEqquuiippoo ppaarraa llaa ssoollddaadduurraa MMIIGG ggeenneerraaddoorr ddee ssoollddaadduurraa

Los generadores más adecuados para la soldadura por el

procedimiento MIG son los rectificadores y los convertidores (aparatos de

corriente continua). La corriente continua con polaridad inversa mejora la

fusión del hilo, aumenta el poder de penetración, presenta una excelente

acción de limpieza y es la que permite obtener mejores resultados.

En la soldadura MIG, el calor se genera por la circulación de corriente a

través del arco, que se establece entre el extremo del hilo electrodo y la pieza.

La tensión del arco varía con la longitud del mismo. Para conseguir una

soldadura uniforme tanto la tensión como la longitud del arco deben

mantenerse constantes. En principio, esto podemos lograrlo de dos formas;

(1) Alimentando el hilo a la misma velocidad con que éste se va fundiendo; o

(2), fundiendo el hilo a la misma velocidad con que se produce la

alimentación. A continuación se presenta el diagrama esquemático del equipo

MIG.

Figura 2.11. Equipo para soldadura GMAW (MIG). Fuente: INDURA s.a (2007).



22..11..77..77 BBeenneeffiicciiooss yy LLiimmiittaacciioonneess ddeell pprroocceessoo MMIIGG..

Los beneficios más importantes de este proceso son:

No requiere limpieza después de la soldadura ya que no se produce

escoria. Mínima salpicadura.

Se logran tasas de deposición superiores al proceso con electrodo

revestido.

Las velocidades de soldadura son más altas.

Es el único proceso de electrodo consumible que puede servir para

soldar todos los metales y aleaciones comerciales.

Aplicable a altos rangos de espesores y baja generación de humos.

Permite soldar en todas las posiciones.

La pistola y los cables de soldadura son ligeros haciendo más fácil su

manipulación.

Por ser el electrodo un alambre continuamente suministrado no existe

limitación de tamaño

Algunas de las limitaciones del proceso son:

Es más difícil de usar en lugares de difícil acceso porque la torcha debe

estar cerca de la unión (entre 10 y 19mm) para asegurar buena

protección del metal fundido.

El arco de soldadura debe protegerse contra corrientes de aire que

puedan dispersar el gas protector, lo que limita su aplicación en la

intemperie.


22..11..77..88 TTééccnniiccaa ddee ssoollddaadduurraa MMIIGG ppoorr ccoorrttoo cciirrccuuiittoo

La soldadura MIG por la técnica de corto circuito se obtiene usando un

alambre de bajo calibre de 0,76 mm (0,030 pulg.) hasta 1,1 mm (0,045 pulg.)

de diámetro y la operación se efectúa con un arco más corto (bajo voltaje) y

corriente más baja. El producto final es un cordón de soldadura más reducido

que se enfría más rápido.

Esta técnica de soldadura es particularmente útil para juntar materiales

más delgados en cualquier posición, así como materiales más gruesos en

posición vertical y sobre cabeza, también para rellenar grandes cavidades. La

técnica de soldadura por corto circuito debería ser usada donde sea requerido

evitar la distorsión de la pieza a ser soldada.

El metal es transferido desde el alambre a la soldadura fundida sólo

cuando se establece el contacto entre éstos, o cada vez que ocurra un corto

circuito. El alambre hace cortocircuito con la pieza de 20 a 200 veces por

segundo.

La secuencia de sucesos durante la transferencia de metal, y la

corriente y el voltaje correspondiente se muestran en la figura 2.12. Cuando el

alambre toca el metal de soldadura, la corriente aumenta [A, B, C y D figura

2.12]; en [D y E] el metal fundido en la punta del electrodo se estrangula,

iniciando el arco como se aprecia en [E y F]. La rapidez con que aumenta la

corriente debe ser suficiente para calentar el electrodo y promover la

transferencia del metal, pero lo bastante baja como para minimizar

salpicaduras causadas por la separación violenta de la gota de metal. Este

aumento de la corriente se controla a través de la inductancia de la fuente de

poder. El ajuste de la inductancia óptimo depende tanto de la resistencia

eléctrica del circuito de soldadura como del punto de fusión del electrodo. Una

vez establecido el arco, la punta del alambre se funde al tiempo que el

alambre se alimenta hasta el siguiente cortocircuito en [H] en la figura 2.11.



Figura 2.12. Representación de la transferencia en cortocircuito GMAW (MIG). Fuente: Zalazar, M. (2001).

Aunque solo hay transferencia de metal durante el cortocircuito, la

composición del gas de protección tiene un efecto drástico sobre la tensión

superficial del metal fundido. Los cambios en la composición del gas de

protección pueden afectar el tamaño de las gotas y la duración del corto

circuito. El CO2 en general produce niveles de salpicado elevado en

comparación con los gases inertes, pero promueve la penetración

Al momento que el alambre toca la soldadura fundida, la corriente

comienza a incrementarse hasta alcanzar el punto de cortocircuito, entonces

el metal es transferido, se enciende el arco pero como el alambre es

alimentado más rápido de lo que en realidad se puede fundir, eventualmente

el arco es apagado (extinguido) por otro cortocircuito. (INDURA s.a, 2007).

Tabla 2.3. Rangos de corriente óptimos para el cortocircuito con diferentes diámetros de alambres

Diámetro del electrodo (D) Corriente en Amperios (I)

mm Pulgadas Mínimo (Amp) Máximo (Amp)

0,076 0,030 50 150

0,090 0,035 75 175

1,1 0,045 100 225

Fuente: Equipo de planificación y desarrollo de recursos humanos de Aceralia, (2000)


Para asegurar la buena estabilidad del arco, cuando se usa esta

técnica, debe ser empleada una corriente de soldadura relativamente baja, la

tabla 2.3 ilustra los rangos de corriente óptimos para el cortocircuito con

diferentes diámetros de alambres, estos rangos pueden ser una referencia

dependiendo del gas seleccionado. (INDURA s.a, 2007).

22..22 EEnnssaayyooss MMeeccáánniiccooss

Cuando un técnico proyecta una estructura metálica, diseña una

herramienta o una máquina, define las calidades y prestaciones que tienen

que tener los materiales constituyentes. Como hay muchos tipos de aceros

diferentes y, además, se pueden variar sus prestaciones con tratamientos

térmicos, se establecen una serie de ensayos mecánicos para verificar

principalmente la dureza superficial, la resistencia a los diferentes esfuerzos

que pueda estar sometido, el grado de acabado del mecanizado o la

presencia de grietas internas en el material. Hay dos tipos de ensayos, unos

que son destructivos y otros no destructivos

22..22..11 EEnnssaayyooss DDeessttrruuccttiivvooss

22..22..11..11 EEnnssaayyoo ddee TTrraacccciióónn

El ensayo de tracción de un material consiste en someter a una probeta

normalizada realizada con dicho material a un esfuerzo axial de tracción

creciente hasta que se produce la rotura de la probeta. La norma que rige este

ensayo es la ASTM E-8M. En un ensayo de tracción pueden determinarse

diversas características de los materiales elásticos:

Módulo de elasticidad o Módulo de Young que cuantifica la

proporcionalidad anterior.

http://es.wikipedia.org/wiki/Ensayo_de_tracci%C3%B3n

http://es.wikipedia.org/wiki/Material

http://es.wikipedia.org/wiki/Probeta

http://es.wikipedia.org/w/index.php?title=Rotura_de_la_probeta&action=edit&redlink=1

http://es.wikipedia.org/wiki/Ensayo_de_tracci%C3%B3n

http://es.wikipedia.org/wiki/M%C3%B3dulo_de_elasticidad



Coeficiente de Poisson que cuantifica la razón entre el alargamiento

longitudinal y el acortamiento de las longitudes transversales a la

dirección de la fuerza.

Límite de proporcionalidad: valor de la tensión por debajo de la cual el

alargamiento es proporcional a la carga aplicada.

Límite de fluencia o límite elástico aparente: Valor de la tensión que

soporta la probeta en el momento de producirse el fenómeno de la

cedencia o fluencia. Este fenómeno tiene lugar en la zona de transición

entre las deformaciones elásticas y plásticas y se caracteriza por un

rápido incremento de la deformación sin aumento apreciable de la

carga aplicada.

Límite elástico (límite elástico convencional o práctico): valor de la

tensión ha la que se produce un alargamiento prefijado de antemano

(0,2%, 0,1%, etc.) en función del extensómetro empleado.

Carga de rotura o resistencia a la tracción: carga máxima resistida por

la probeta dividida por la sección inicial de la probeta.

Alargamiento de rotura: incremento de longitud que ha sufrido la

probeta. Se mide entre dos puntos cuya posición está normalizada y se

expresa en tanto por ciento.

Estricción: es la reducción de la sección que se produce en la zona de

la rotura.

Normalmente, el límite de proporcionalidad no suele determinarse ya

que carece de interés para los cálculos. Tampoco se calcula el Módulo de

Young, ya que éste es característico del material, así, todos los aceros tienen

el mismo módulo de elasticidad aunque sus resistencias puedan ser muy

diferentes. (Willian F., 2003).

http://es.wikipedia.org/wiki/Coeficiente_de_Poisson

http://es.wikipedia.org/wiki/L%C3%ADmite_de_fluencia

http://es.wikipedia.org/wiki/L%C3%ADmite_el%C3%A1stico

http://es.wikipedia.org/w/index.php?title=Resistencia_a_la_tracci%C3%B3n&action=edit&redlink=1

http://es.wikipedia.org/wiki/Acero


Figura 2.13. Diagrama de esfuerzo - deformación. Fuente: Smith (2003).

22..22..11..22 EEnnssaayyoo ddee DDoobbllaaddoo

El plegado consiste en doblar un material delgado, por ejemplo una

plancha metálica, con el fin de reforzar algunas de sus funciones.

El ensayo de doblado consiste en doblar una probeta de un material

hasta que aparezcan grietas o fisuras, midiéndose el ángulo donde tales

alteraciones se han producido. La norma que rige este ensayo es la ASTM E-

190-92.

Este tipo de ensayo proporciona conocer la acritud de los diferentes

materiales y como consecuencia conocer la forma en que se puede trabajar

con ellos.

Para realizar el ensayo de coloca el material sobre dos rodillos y se le

aplica la presión de un tercer rodillo situado encima de la pieza y en medio de

los dos rodillos que sujetan la pieza. Al aplicar la fuerza el material cede y se

http://es.wikipedia.org/wiki/Probeta



dobla y se calcula por valores preestablecidos la presión que hay que darles y

el ángulo que deben formar. (Smith, 2003)

22..22..11..33 EEnnssaayyoo ddee VVaarreessttrraaiinntt

Este ensayo permite evaluar la soldabilidad de las distintas zonas de

una soldadura y de un proceso de soldadura respecto de su comportamiento

ante el agrietamiento en caliente. Es un ensayo que entrega resultados

reproducibles de las condiciones de soldeo y deformación.

El agrietamiento en caliente se lleva a cabo por medio de este ensayo,

el cual permite provocar fisuras o grietas en caliente a las probetas. Este

ensayo consiste en apoyar la probeta en sus dos extremos dejando una zona

libre que será sometida a deformación, bajo la probeta existe un bloque con

un radio de curvatura predeterminado, cuya función es de producir la

deformación aumentada. (Pérez, 2004)

22..22..22 EEnnssaayyooss NNoo DDeessttrruuccttiivvooss

22..22..22..11 MMiiccrroossccooppííaa

Para este ensayo se prepara cuidadosamente una muestra

seleccionada del material y se observa con diferentes aumentos. El ensayo

microscópico hasta con 50 aumentos detecta huecos, poros, grietas,

inclusiones, escoria, defectos de laminados, etc. El ensayo microscópico

trabaja con aumentos mayores y permite comprobar la disposición, forma y

tamaño de los granos, que dependen de la composición del metal, de las

condiciones de enfriamiento y del ulterior tratamiento térmico al que fue

sometido el material (modelado en frío, tratamiento térmico). Permite


asimismo determinar el grado de pureza del material y establecer un claro

juicio sobre la manipulación y posibles propiedades mecánicas.

22..22..22..22 MMaaccrroossccooppííaa

La macroscopía se orienta a la determinación de las diferencias de

composición, defectos, así como al estudio del conjunto de la orientación

estructural. Se conoce bajo el nombre de ensayos macroscópicos, el conjunto

de procedimientos destinados a poner en evidencia, en las piezas metálicas,

las soluciones de continuidad y las heterogeneidades, de dimensiones tales

que pueden ser observadas por el ojo del observador, sin más ayuda que la

eventual de una lupa.

Los ensayos macroscópicos, de acuerdo a su aplicación, se realizan,

generalmente, sobre probetas destinadas a ensayos mecánicos o como

ensayos de recepción, en cuyo caso, a diferencia del primero, donde actúan

para determinar la parte a ensayar, sirven corno determinantes de la

aceleración del material.

Los estudios sobre aceros se dirigen principalmente en dos aspectos:

a) El estudio de las características superficiales y b) La determinación de la

falta de homogeneidad del material por razones físicas o químicas. Los

métodos utilizados son generalmente clasificados según usen o no de

procedimientos de ataque químico. (Smith, 2003).


MMaarrccoo MMeettooddoollóóggiiccoo

Según el Manual UPEL para la elaboración de Trabajos de Grados,

tesis Doctorales y Trabajos de Maestrías (2006), se pudo clasificar el trabajo

de investigación respecto a factores definidos a continuación como:

3.1 Nivel de la Investigación

Se catalogó de tipo descriptivo, experimental y del tipo documental.

Descriptivo ya que se midieron las variables macroscópicas y microscópicas,

las cuales permitieron detectar defectos superficiales y observar la

microestructura que formo el material respectivamente y así mismo se estudio

el fenómeno en las probetas con precalentamiento al momento de realizar el

cordón de soldadura del acero al molibdeno y después sometidas a los

distintos ensayos mecánicos.

Experimental debido a que para evaluar las propiedades de las juntas

soldadas del acero al molibdeno AISI 4140, se realizaron ensayos

experimentales a las mismas, variando la temperatura de precalentamiento.

Y documental debido a que la información adquirida durante esta

investigación fue a través de trabajos realizados acerca del tema estudiado.

Capítulo 3. Marco Metodológico 45

3.2 Diseño de la Investigación

Para alcanzar los objetivos planteados en este trabajo se siguieron

tanto los lineamientos de una investigación documental, como los de una

investigación experimental, es decir se recurrió a la revisión bibliográfica y a la

realización de ensayos normalizados.

3.3 Población y Muestra

En el presente trabajo la población se encuentra representada por el

acero al molibdeno AISI 4140. Las muestras estuvieron constituidas por 54

probetas en total. Por lo que para cada temperatura de precalentamiento a

aplicar se obtendrán un total de 18 probetas distribuidas de la siguiente

manera: 3 para el ensayo de tracción, 3 para el ensayo de doblado, 2 para el

ensayo de microscopía, 2 para el ensayo de macroscopía y 8 para el ensayo

de varestraint.

De igual forma se distribuyeron 8 probetas sin efectuarle

precalentamiento ni cordón de soldadura para la caracterización del metal

base de la siguiente manera: 3 para ensayo de tracción, 3 para ensayo de

doblado, 1 para observación microscópica y 1 para observación

macroscópica.

3.4 Tipo de Muestreo

El tipo de muestreo de la investigación fue probabilística, debido a que

permitió medir el tamaño del error en la medición de la cantidad de

agrietamientos presentes en el material de la soldadura de la probeta cuando

fue sometida a los ensayos.



3.5 Técnicas e Instrumentos de recolección de datos

La técnica que se empleó para recolectar la información fue la

observación directa, mientras que los instrumentos utilizados para recoger y

almacenar la información fueron: el microscopio, proyector de imagen

(televisor), fotografías, ensayos destructivos y no destructivos.

3.6 Técnicas de Procesamiento y Análisis de datos

Las técnicas de procesamiento de datos que se emplearon en la

presente investigación fueron: tablas, gráficas de barras y gráficos para los

análisis y síntesis.

3.7 Aspectos Administrativos

Recursos materiales utilizados: microscopio óptico, computador,

soporte para el ensayo Varestraint, equipo de soldadura, Equipo

Galdabini, entre otros.

Recursos humanos: técnico soldador, técnicos de laboratorio.

Recursos financieros: los recursos necesarios fueron aportados por los

investigadores.

3.8 Técnicas y Procedimientos para llevar a cabo la Investigación

33..88..11 DDiisseeññoo EExxppeerriimmeennttaall

Para realizar la presente investigación se siguió la secuencia del

organigrama experimental presentado a continuación en la figura 3.1, donde


se presentan todos los pasos generales que se realizaron en las

evaluaciones.

Figura 3.1 Organigrama experimental.

Caracterización de los materiales utilizados

Caracterización del material base

Lámina de acero al molibdeno AISI 4140

Caracterización del material de aporte

AWS E308-L

Diseño y preparación de juntas

Proceso de soldadura GMAW

Parámetros de soldadura

Voltaje

Intensidad de Corriente

Longitud de arco

Gas protector

Caudal de gases

Velocidad de soldeo

Velocidad de alimentación del alambre

Modo de transferencia del aporte

Transferencia por cortocircuito

Preparación de Probetas

Tp1 = 200ºC: 3 tracción, 3 doblado, 2 microscopía, 2 macroscopía y 8 varestraint. Tp2 = 250ºC: 3 tracción, 3 doblado, 2 microscopía, 2 macroscopía y 8 varestraint Tp3 = 300ºC: 3 tracción, 3 doblado, 2 microscopia, 2 macroscopía y 8 varestraint

Ensayo de Tracción Ensayo de Varestraint Ensayo de Doblado

Ensayo de Microscopía

Análisis de Resultados

Conclusiones y Recomendaciones

Ensayo de Macroscopía



33..88..22 MMaatteerriiaalleess yy EEqquuiippooss aa uuttiilliizzaarr

1. Lámina de acero al molibdeno AISI 4140 de dimensiones 1200mm x

2500mm x 6mm.

2. Varillas de Acero Inoxidable AWS E308-L de 3.2 mm de diámetro.

3. Electrodos de Tungsteno.

4. Máquina de soldar Lincoln Electric Precisión MIG 225 por arco metálico

con protección gaseosa GMAW.

5. Equipo Galdabini para el ensayo de tracción y doblado.

6. Matriz y punzón para ensayo de Doblado.

7. Campana de extracción para el ataque químico de las probetas.

8. Microscopio óptico

9. Pulidora metalográfica.

10. Lijadora de banda.

11. Cámara digital.

33..88..33 HHeerrrraammiieennttaass aa uuttiilliizzaarr

1. Vernier, lápiz para metal, lentes protectores, bata de laboratorio,

guantes, entre otros.

2. Papeles de lija de tamaño de grano creciente: 120, 240, 320, 400, 600,

1200.

3. Alúmina fina y gruesa.


4. Ácido Clorhídrico

5. Etanol.

6. Nital al 2% de concentración.

7. Secador.

8. Guantes desechables.

A continuación se muestran algunas figuras de los equipos empleados:

Figura 3.2. Microscopio óptico

Figura 3.3. Campana de extracción para el ataque químico.



Figura 3.4. Lijadora de banda.

Figura 3.5. Banco de pulido para el ensayo de metalografía.


Figura 3.6. De izquierda a derecha Etanol, Nital al 2%, Alúmina fina y gruesa para el ataque

químico y el pulido respectivamente.

33..88..44 PPrroocceeddiimmiieennttoo EExxppeerriimmeennttaall

El procedimiento experimental que se llevo a cabo en esta

investigación se inicio con la caracterización de los materiales a utilizar, entre

los cuales se tiene como material base una lámina de acero al molibdeno AISI

4140 de 6mm de espesor, el cual se utiliza en una gran diversidad de

aplicaciones en la actualidad como pernos de alta resistencia, espárragos,

guías, seguidores de leva, ejes, bielas, cinceles, y otras herramientas. Como

material de aporte fueron varillas de acero inoxidable AWS E308-L.

La composición química del material base fue realizada en la empresa

Cooperativa de Moldeo y Fundición S.R.L, de fundición de molde ubicada en

Guácara - Edo. Carabobo y la composición del material de aporte fueron

suministrados por la empresa dispensadora; se encuentran tabulados en la

Tabla 3.1 y 3.3 respectivamente. El material de aporte (Varilla de acero

inoxidable AWS E308-L) fue adquirido en COMERCIALIZADORA JARCHI

C.A, mientras que el material base fue adquirido en la empresa SUMINDU

C.A.



Tabla 3.1. Composición Química del material Base (%).

Material

Base

%C %Mn %Cr %Mo %Si %P máx. %S máx.

AISI 4140 0.41 0.87 0.94 0.21 0.25 0.034 0.039

Luego se comparó la composición química del material base elaborada

en la empresa mencionada anteriormente con la composición teórica que

debería poseer un acero al molibdeno AISI 4140 (extraído de Di Caprio,

1999), para comprobar que los valores obtenidos estén dentro del intervalo

de valores teóricos y así garantizar que el material posee una composición

con valores aceptados dentro del rango para dicho acero.

Se realizo un ensayo de tracción al material base para comprobar que

las propiedades mecánicas suministradas por el proveedor concuerden con

las obtenidas en el ensayo.

Tabla 3.2. Propiedades Mecánicas del Acero AISI 4140.

Material Dureza Esfuerzo a la

fluencia

Esfuerzo

máximo

Alargamiento

mínimo

Reducción

de área

mínima

AISI 4140 275-320 HB 690 MPa 900-1050 MPa 12% 50%

Fuente: Certificado de calidad del acero al molibdeno AISI 4140, proporcionado por el distribuidor SUMINDU

Como material de aporte son varillas de acero inoxidable AWS E308-L,

este material es especialmente adecuado para soldar láminas con soldadura

GMAW utilizando Argón como gas de protección y opera en todas las

posiciones cuando se emplea transferencia por corto circuito, ya que posee

una composición química similar a la del material base, baja en carbono. Se

utiliza en la reparación de ejes, fabricación de tanques, carrocerías,


implementos agrícolas, rines de automóviles, embarcaciones, estructuras,

entre otros.

Tabla 3.3. Composición Química del material de Aporte (%)

Material de

Aporte

%C %Mn %Si %Cr %Ni %Cu %Mo %S %P

AWS E308-L 0.04 1.5 0.9 19.5 10 0.75 0.75 0.030 0.04

Fuente: Catálogos de electrodos proporcionados Comercializadora JARCHI C.A

Las juntas provenientes del metal base (AISI 4140) fueron soldadas a

tope, a las mismas se les realizó un bisel a 60º, debido a que el espesor de la

lámina es de 6 mm. El material de aporte utilizado fue una varilla de acero

inoxidable AWS E308-L de 3.2mm de diámetro. Los parámetros de soldadura

se mantuvieron constantes durante la realización del cordón, ya que el estudio

se enfocó en los efectos de la variación de la temperatura de

precalentamiento sobre la junta soldada.

33..88..55 PPrreeppaarraacciióónn ddee llaass PPrroobbeettaass

De la lámina de acero al molibdeno AISI 4140 de dimensiones

se cortaron y se prepararon 108 tiras, las cuales

serán soldadas a tope de dos en dos hasta completar las 54 juntas necesarias

para los ensayos mecánicos, a parte de las 8 probetas sin soldar para la

caracterización del material.

33..88..66 CCoorrttee ddee ppiieezzaass yy mmeeccaanniizzaaddoo ddee llaass pprroobbeettaass

El procedimiento se realizo en la empresa METALMECÁNICA YAR C.A

y METALMECÁNICA A.R.J C.A, para ello se elaboró un plano de corte (ver

figuras 3.7.1, 3.7.2 y 3.7.3), donde se muestran las dimensiones de la

probetas para cada tipo de ensayo realizado, considerando la pérdida de



material por el corte con laser, con un valor de 6mm2 alrededor de cada tira de

la probeta. Las unidas en los planos están expresadas en Milímetros (mm)

Luego de esto se procedió a mecanizar cada tira para realizar el bisel

de deposición del material de aporte.

Figura 3.7.1. Distribución de probetas para el ensayo de tracción.

Figura 3.7.2. Distribución de probetas para el ensayo de doblado y microscopía.


Figura 3.7.3. Distribución de probetas para el ensayo de varestraint y macroscopía.

33..88..77 SSoollddaadduurraa ddee llaass PPaarreejjaass

Una vez preparadas las juntas, se procedió a realizar el cordón de

soldadura siguiendo el proceso GMAW, con el propósito de realizar una unión

a tope de las tiras cortadas. Para ello fue necesario que las tiras fuesen

maquinadas y biseladas con un ángulo de 60º, luego fueron colocadas de dos

en dos frente a frente los biseles para lograr el diseño de junta a tope con

borde en "V" y una separación de raíz de 1.6mm, tal como se indica en la

figura 3.8, en el diseño de la junta fue tomado en cuenta el espesor de la

lámina, así como el proceso de soldeo establecido según las especificaciones

AWS.

Figura 3.8. Diseño de la junta



Para la ejecución del trabajo por parte del soldador se tomaron en

cuenta las especificaciones del procedimiento de soldadura tal como se

muestra en la tabla 3.4 según QW-200.1 Sección IX, Código ASME.

Tabla 3.4. Especificación del procedimiento de soldadura

Nombre de la Compañía: METALMECÁNICA A.R.J. C.A.

Especificación del procedimiento de soldadura No. 001 Fecha: Noviembre – 2010

Proceso de Soldadura: Proceso de arco metálico con protección gaseosa –GMAW

Tipo: Semiautomático

Junta: QW – 402

Diseño de la Junta: A tope – Bisel en V

Respaldo: (Si)_(No) X

Metal Base: QW – 403

Especificación, Tipo y Grado: AISI 4140

Tipo: Chapa Espesor: 6 mm

Rango de espesor de metal base: QW 451.1

Detalles

Metal de relleno: QW – 404

Clase: AWS No. E – 308L

Diámetro: 3.2mm

Precalentamiento QW – 406

Temperatura Precalentamiento: QW – 407

Temperatura entre Pasadas Máxima: N/A

Mantenimiento del Precalentamiento: N/A

Características eléctricas QW – 409 Para electrodo ER 308-L Corriente: Continua Polaridad: inversa / Positiva Intensidad: 105 - 110 Tensión 18V – 24V

Técnica QW – 410 Cordoneado y oscilación máxima de 2.5 veces el diámetro del electrodo Limpieza inicial y entre pasadas con cepillado manual.

Pases de soldadura

Proceso Metal de aporte Corriente Rango de

Tensión (V)

Rango de Velocidad

de Avance

(wfs)

Clase Diámetro (mm)

Tipo de Polaridad

Rango de intensidad

(A)

1 GMAW ER308 3.2 CD – PI 105 – 110 18 – 24 220 – 225

2 GMAW ER308 3.2 CD – PI 105 – 110 18 – 24 220 – 225

Para ello se utilizo una máquina de soldar por arco eléctrico Marca

Lincoln Electric. La pistola de soldadura se utilizó a un ángulo de 45º y con


alimentación manual del material de aporte a una velocidad determinada por

la longitud de arco e intensidad de corriente utilizada.

33..88..88 SSeelleecccciióónn ddee ppaarráámmeettrrooss ddee ssoollddaadduurraa

Para la selección de los parámetros de soldadura utilizados,

dispusimos de algunos cupones de prueba variando la intensidad de corriente

con valores de 95A, 100A y 105A. Manteniendo constantes los demás

parámetros como voltaje, longitud de arco, caudal de gases, velocidad de

soldeo, velocidad de alimentación del alambre y el tipo de transferencia

metálica. Luego estos cupones se sometieron a un doblez con la finalidad de

determinar y seleccionar la intensidad de corriente adecuada que produjeran

un aspecto limpio y uniforme del cordón de soldadura. La intensidad de

corriente seleccionada fue la de 100A debido a que arrojo mejores resultados

en cuanto al cordón de soldadura, como se puede observar en la figura 3.9.

Figura 3.9. Cupones de prueba para seleccionar la intensidad de corriente 95, 100 y 105A

respectivamente.

La mezcla utilizada como gas de protección estuvo compuesta por

Argón y 3 a 5 % de oxígeno.



Figura 3.10. Precalentamiento de las probetas y medición de temperatura respectivamente para la posterior soldadura.

Figura 3.11. Soldadura de las probetas

.3.9 Ensayos experimentales en las probetas soldadas

33..99..11 EEnnssaayyoo ddee TTrraacccciióónn

El ensayo destructivo más importante es el ensayo de tracción, en

donde se coloca una probeta en una máquina de ensayo consistente de dos

mordazas, una fija y otra móvil.

Se procede a medir la carga mientras se aplica el desplazamiento de la

mordaza móvil. Un esquema de la máquina de ensayo de tracción se muestra

en la figura 3.12.


Figura 3.12. Maquina de ensayo de Tracción

La máquina de ensayo impone la deformación desplazando el cabezal

móvil a una velocidad seleccionable. La máquina entrega una señal que

representa la carga aplicada y el desplazamiento que luego son graficadas en

la pantalla conectada al CPU, luego se recolectaron los datos para su análisis.

A través del ensayo de tracción se obtuvieron:

Porcentaje de alargamiento.

Esfuerzo máximo.

Se elaboraron 3 probetas por cada temperatura de precalentamiento

aplicada, según lo establecido en la norma ASTM (American Society for

Testing and Materiales o Sociedad Americana para Pruebas y Materiales), es



decir, 9 probetas en total. A continuación, se muestra en la figura 3.13 el

modelo de las probetas utilizadas según la norma ASTM E-8M.

Figura 3.13. Probeta de tracción según norma ASTM E-8M. Medidas en milímetros. Fuente: Norma ASTM E-8M

Para la realización de este ensayo las probetas fueron llevadas al

laboratorio de materiales donde se encuentra la máquina Galdabini para

ensayos mecánicos con la debida supervisión del técnico del laboratorio de

materiales.

33..99..22 EEnnssaayyoo ddee DDoobbllaaddoo

Este ensayo se realizo con el objeto de determinar la ductilidad de la

junta soldada. Para realizar el ensayo se colocó la probeta sobre dos rodillos

cuya distancia fue de 50mm, que corresponde al diámetro del rodillo del

punzón más dos veces el espesor de la lámina, garantizando que el cordón de

soldadura quede en la mitad de dicha distancia y se le aplicó la presión con un

tercer rodillo situado encima de la pieza y en medio de los dos rodillos que

sujetan la pieza.


Al aplicar la fuerza el material cede y se dobla. Este ensayo se realizó

haciendo uso del Equipo Galdabini que es la encargada de imprimir la fuerza

sobre la probeta mediante el punzón.

Figura 3.14. Matriz de doblado junto con el punzón respectivamente empleados en el Equipo Galdabini para el ensayo de doblado.

En este ensayo se utilizaron 3 probetas por cada temperatura de

precalentamiento, es decir, 9 probetas en total. Las probetas se elaboraron

según la norma ASTM E-190, como se observa en la figura 3.15. El ensayo se

detiene al momento que la probeta ensayada toma la forma del punzo, es

decir, el momento antes de la fractura, pero en nuestro caso la probeta no

tomo la forma del punzón por ser un material frágil, sino que fracturo de

inmediato, por lo tanto se detuvo el ensayo al momento que la probeta formo

un modo de fractura denominado clivaje.

Figura 3.15. Probeta de doblado según norma ASTM E-190. Medidas en milímetros. Fuente: Norma ASTME-190.



33..99..33 MMaaccrroossccooppííaa

Para la preparación de las probetas se siguieron los siguientes pasos:

1. Se cortaron cada una de las probetas.

2. Se realizó el desbaste con la lija de banda hasta que se eliminaron las

líneas de corte.

3. Se realizó el desbaste del corte con papel de lija con un tamaño de

grano 120 para aplanar la superficie de la pieza.

4. Se continuó el proceso de lijado, utilizando para los mismos papeles de

lija de tamaño de grano: 240, 320, 400, 600 y 1200.

5. Luego del proceso de lijado se realizó el ataque químico a la cara a

estudiar con Nital y ácido clorhídrico.

6. Se lavo con agua corriente, se le aplico etanol y se seco con aire

caliente.

7. Por último la muestra quedo lista para ser observada, donde se pudo

distinguir el metal base y el cordón de soldadura macroscópicamente

con la ayuda de una lupa.

33..99..44 MMiiccrroossccooppííaa

Las probetas fueron sometidas a un proceso de desbaste con papeles

de lijas 120, 240, 320, 400, 600 y 1200. Después de ser pasadas por los

papeles de lija las probetas fueron pulidas en el banco de pulido con un paño

grueso y fino respectivamente, utilizando para ello la alúmina gruesa y fina en

orden. Luego de obtener una superficie especular, las probetas fueron

atacadas con Nital al 2% de concentración para facilitar la visualización en el


microscopio de la microestructura obtenida. Para los ácidos de ataque

metalográfico se guio por los Fundamentos de la Practica Metalográfica.

El Nital se caracteriza por tener una composición de 2 a 5 % de acido

nítrico en alcohol metálico. Obscurece la perlita en los aceros la carbono.

Diferencia la perlita de la Martensita (revela los límites de grano de la ferrita).

(Kehl, 1949)

33..99..55 EEnnssaayyoo ddee VVaarreessttrraaiinntt

El agrietamiento en caliente se llevo a cabo por medio de este ensayo,

el cual permite provocar fisuras o grietas en caliente a las probetas. Las

probetas utilizadas en dicho ensayo tienen las siguientes dimensiones:

(AWS Vol. 1, Fundamentals of welding,

pág. #143). Para cada grupo de 8 probetas, a cada 4 probetas se le

aplico un nivel de intensidad de corriente (I) de 100 A (seleccionada de

la evaluación de los cupones de prueba para determinar dicho

parámetro), temperatura de precalentamiento de 200ºC, así como un

radio de curvatura R1 listados en la tabla 3.5. De igual forma se aplico

el mismo procedimiento para el segundo grupo de 4 probetas variando

el radio de curvatura R2. De esta misma forma se repitió el

procedimiento para las otras dos temperaturas de precalentamiento

250ºC y 300ºC respectivamente.

Tabla 3.5. Radios de curvatura del dispositivo de Varestraint (Fuente: Propia)

R1 (mm) R2 (mm)

40 32

Para la selección de las temperaturas de precalentamiento (Tp [ºC]), se

empleo varias referencias bibliográficas (ver tabla 3.6), las cuales

recomiendan ciertas temperaturas de precalentamiento de acuerdo al tipo de

acero.



Tabla 3.6. Temperaturas de precalentamiento recomendadas de acuerdo a la composición

del acero y a su espesor.

Fuente: Quesada y Zalazar, (1998).

Estas probetas fueron fijadas en un extremo en voladizo; donde ya

establecidos todos los parámetros a seguir, se procedió a realizar el cordón de

soldadura para cada muestra en particular utilizando el proceso de soldadura

GMAW, comenzando por el extremo libre de la probeta en dirección

longitudinal hacia el extremo fijo. Cuando el electrodo recorrió

aproximadamente la mitad de la probeta, estas fueron dobladas bruscamente

con una fuerza a flexión amoldándolas al radio de curvatura de la superficie

circular removible, como se muestra en la figura 3.16.

Figura 3.16. Esquema de montaje del ensayo Varestraint.

SAE C Mn Si Cr Mo 2,5 5 10 25 50 250

4119 0,17-0,22 0,70-0,90 0,20-0,35 0,40-0,60 0,20-0,30 - - 150°C 250°C 280°C 300°C

4125 0,23-0,28 0,70-0,90 0,20-0,35 0,40-0,60 0,20-0,30 - 110°C 210°C 280°C 300°C 320°C

4130 0,28-0,33 0,40-0,60 0,20-0,35 0,80-1,10 0,15-0,25 - 110°C 250°C 290°C 310°C 330°C

4137 0,35-0,40 0,70-0,90 0,20-0,35 0,80-1,10 0,15-0,25 150°C 280°C 330°C 360°C 370°C 380°C

4140 0,38-0,43 0,75-1,00 0,20-0,35 0,80-1,10 0,15-0,25 250°C 330°C 360°C 390°C 400°C 420°C

4145 0,43-0,48 0,75-1,00 0,20-0,35 0,80-1,10 0,15-0,25 310°C 370°C 390°C 420°C 430°C 440°C

4150 0,48-0,53 0,75-1,00 0,20-0,35 0,80-1,10 0,15-0,25 350°C 400°C 420°C 450°C 460°C 470°C

Composición en peso (%) Espesor de las piezas a soldar (mm)


Esta fuerza de doblado permitió producir una deformación aumentada

en el cordón de soldadura contenido en la probeta. El valor nominal del

aumento en la deformación, debido a la geometría del dispositivo, estuvo

regida por la siguiente expresión:

(3.1)

Donde:

e: aumento en la deformación

t: espesor de la probeta (mm)

Ri: radio de curvatura de la superficie circular (mm)

La deformación impuesta al cordón de soldadura por la acción de la

tensión, dentro de un rango critico de temperatura, permitió obtener el

agrietamiento, el cual fue independiente de los parámetros de soldadura y el

precalentamiento previo al metal, debido a que el precalentamiento contribuyo

a disminuir la velocidad de enfriamiento de la ZAC y del metal de soldadura.

Después de ejecutar el cordón de soldadura y la deformación que

propicio la propagación de grietas o microgrietas, por medio del dispositivo de

Varestraint, se dejo a la probeta enfriarse al aire tranquilo por 24 horas, luego

fue examinado (una vez preparadas las muestras), a través de un microscopio

óptico, para evidenciar el agrietamiento en caliente en la microestructura del

cordón de soldadura fundido en el metal base.

Para el caso de la evaluación de las muestras, se examino visualmente

los cordones de soldadura de cada probeta, en busca de grietas de

solidificación en su microestructura con la ayuda de un microscopio óptico con

proyector de imagen, utilizando los aumentos específicos de 100X, 200X,



400X o 1000X, donde se observó la microestructura del cordón de soldadura y

posteriormente la micrografía, esto con la ayuda de un microscopio de barrido,

el cual permitió determinar el tamaño de la longitud de las grietas (µm) o

microgrietas y el número de grietas en el referido cordón de cada probeta

ensayada. Estas mediciones se hicieron en la empresa ALCAVE C.A.

Para evaluar los resultados del ensayo se aplicaron 3 criterios:

Limite de agrietamiento: corresponde al nivel de deformación o radio de

la superficie circular donde debe comenzar a aparecer las grietas.

Longitud total o promedio de grietas: es el promedio aritmético de la

longitud de todas las grietas en un ensayo particular para un nivel de

deformación en específico.

Porcentaje de aumento de deformación: está referido al valor de la

deformación, calculado para un radio de superficie circular en

particular.

Estos criterios se reflejaron en graficas, lo que permitió realizar la

evaluación de la sensibilidad al agrietamiento en caliente de la soldadura.

Los datos requeridos para construir las graficas de la línea de

tendencia de longitud promedio de grieta contra el porcentaje de deformación,

fue realizado en varios ensayos, para los cuales se vario el radio de curvatura

en la superficie circular donde estuvo apoyada la probeta, así como el

precalentamiento a temperatura variable, contenida homogéneamente a lo

largo de la probeta a ensayar.


33..99..55..11 EEvvaalluuaacciióónn ddee llaass ggrriieettaass

La evaluación de las grietas se enfocó en la zona más esforzada

después de ser aplicado el ensayo de Varestraint y una vez localizada esa

zona, se procedió a cortar la probeta de forma lineal, con una cizalla de

palanca manual, a una dimensión de 1 plg2, la cual fue la más apropiada para

el manejo en la evaluación del cordón de soldadura y de la probeta. Esta

evaluación se aplico en dos pasos: la primera una evaluación de la

micrografía de manera microscópica, en el que se reparó la superficie soldada

utilizando la técnica de pulido metalográfico, donde inicialmente se fresó el

espesor del cordón de soldadura, con ayuda de una fresadora, a velocidad de

giro constante y avance de penetración controlado, hasta que dicho cordón

quedó aproximadamente al mismo nivel del metal base, luego se lijó la

superficie rebajada con lija de granos numero 120, 240, 320, 400, 600 y 1200,

con el fin de obtener una superficie del cordón pulida, tipo especular y libre de

huellas, facilitando así la visualización y evaluación de grietas, en la que se

obtuvo la longitud de las microgrietas con una escala.

La segunda parte de la evaluación, correspondió a una visualización

microscópica de la microestructura del cordón de soldadura en la probeta,

donde se realizó un ataque químico, al que se le aplicó un reactivo sobre la

superficie soldada, que luego se dejó un tiempo expuesto para la penetración

e impregnación del reactivo sobre el cordón y enseguida se removió el mismo

con abundante agua y Etanol, que inmediatamente se seco con ayuda de un

secador de aire eléctrico, cuyo tiempo de secado estuvo sujeto a la

eliminación completa de la humedad en la zona de estudio. Luego se

inspeccionó las posibles indicaciones lineales, referidas a las grietas, por

medio del microscopio óptico, con un aumento del lente, el cual vario de 100X

hasta 1000X, lo que permitió observar la disposición de las grietas.


RReessuullttaaddooss yy AAnnáálliissiiss

4.1 Resultados de los Ensayos de Tracción:

Una vez realizados los ensayos de tracción se obtuvieron las curvas

de Esfuerzo vs. Deformación para cada una de las probetas ensayadas, en

donde se expresan las propiedades mecánicas a estudiar, como lo son: el

esfuerzo máximo y la deformación elástica. Luego se procedió a realizar la

curva de caracterización del material sin soldar ni precalentar (material base),

y por último la curva para cada temperatura de precalentamiento del material

en estudio. Una vez extraídos todos los datos de las gráficas, se procedió a

tabular los resultados obtenidos (Tabla 4.1).

En la figura 4.1 se muestra la curva Esfuerzo vs. Deformación para el

material base AISI 4140, la cual se tomó como punto de referencia para la

elaboración de los análisis pertinentes en la influencia de cada uno de los

tipos de precalentamiento respectivos.

En las figura 4.2 se muestra la curva Esfuerzo vs. Deformación para

juntas soldadas con precalentamiento de 200°C, en la figura 4.3 se muestra

la curva Esfuerzo vs. Deformación para juntas soldadas con

precalentamiento de 250°C y en la figura 4.4 se muestra la curva Esfuerzo


soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW. vs. Deformación para juntas soldadas con precalentamiento de 300°C

respectivamente.

Figura 4.1. Curva Esfuerzo vs. Deformación para material base sin precalentamiento y soldadura.

Figura 4.2. Curva Esfuerzo vs. Deformación para junta soldada con

precalentamiento a 200°C.

0

100

200

300

400

500

600

700

0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025

Esfu

erz

o (

MP

a)

Deformación ε

AISI 4140

0

100

200

300

400

500

600

700

0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025

Esfu

erz

o (

MP

a)

Deformación ε

AISI 4140

Curva Esfuerzo vs Deformación para el material base AISI 4140

Curva Esfuerzo vs Deformación para junta soldada con precalentamiento de 200°C al AISI 4140

Capitulo 4. Análisis de Resultado. 70

Figura 4.3. Curva Esfuerzo vs. Deformación para junta soldada con precalentamiento a

250°C.

Figura 4.4. Curva Esfuerzo vs. Deformación para junta soldada con precalentamiento a

300°C.

0

100

200

300

400

500

600

700

0 0,01 0,02

Esfu

erz

o (

MP

a)

Deformación ε

AISI 4140

0

100

200

300

400

500

600

700

0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025

Esfu

erz

o (

MP

a)

Deformación ε

AISI 4140

Curva Esfuerzo vs Deformación para junta soldada con precalentamiento de 250°C.

Curva Esfuerzo vs Deformación para junta soldada con precalentamiento de 300°C


soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW.

Figura 4.5. Esfuerzo máximo vs. Material base y juntas soldadas con precalentamiento a 200°C, 250°C y 300°C respectivamente.

Tabla 4.1 Resultados del ensayo de tracción de probetas soldadas por GMAW según modo

de ensayo

Modo de Ensayo Esfuerzo de Máximo

(MPa) Ductilidad

Material Base sin precalentar

678.568 N/A

Precalentamiento a 200°C 664.012 N/A



Nota: La Ductilidad no aplica para este tipo de material puesto que resulto ser frágil ocurriendo la fractura al momento de la tensión sin reducción de área.

4.2 Análisis del Ensayo de Tracción

Se observa en la figura 4.1 que el comportamiento que describe la

curva es indicativo y característico de un material frágil, una de las razones

es que no se atribuye exclusivamente a dúctiles, es decir, sólo posee

deformación elástica, no posee elongación de material por ende no aplica

formación de cuello en la zona calibrada, ocurriendo una fractura frágil en la

630

640

650

660

670

680

690

Esfu

erz

o M

áxim

o (

MP

a)

Modo de Ensayo

Esfuerzo Máximo

Material Base Precalentado a 200 °C

Precalentado a 250 °C Precalentamiento a 300°C


ZAC, característica de un color gris claro. El esfuerzo de ruptura tiene un

valor de 678.568 MPa se encuentra dentro de los valores estándares del

material AISI 4140. La caracterización del material base hace constar de que

el AISI 4140 es un material frágil, sin plasticidad y poca resilencia.

Se observa en la figura 4.2 que el AISI 4140 precalentado a 200 °C

no posee plasticidad, la fractura del material es de color gris claro, indicativo

de un material frágil en la ZAC. Debido al precalentamiento se nota que el

material se endureció y el esfuerzo de ruptura se ve afectado y disminuye

levemente su valor a 664.012 MPa. Detalla una curva con pendiente

inclinada propia de un elevado modulo de elasticidad (E) que es proporcional

a la dureza del material.

Se muestra en la figura 4.3 que al comportamiento de las juntas

soldadas con precalentamiento a 250°C disminuye su valor de esfuerzo

ligeramente en comparación a las juntas soldadas con precalentamiento a

200°C hasta obtener un esfuerzo de 656.875 MPa, indicativo que la dureza

del material es proporcional con el aumento de temperatura de

precalentamiento. La curva describe la misma tendencia anterior

característica de un material frágil, solo que con un ligero aumento de su

deformación.

Se observa en la figura 4.4 el comportamiento que al igual que el

anterior obedece a un material frágil netamente elástico, pero en las probetas

precalentadas a 300°C se consta con mayor evidencia la poca resistencia a

la tensión o tracción que posee el material al aplicar un precalentamiento de

300°C con un esfuerzo de ruptura de 647.792 MPa y aumento de la

resilencia. La curva define una pendiente con menor inclinación con respecto

a los ensayos con probetas precalentadas a 200°C y 250°C, haciendo

énfasis en que al poseer una menor pendiente de curva, se ve directamente

influenciado en una disminución en el Modulo de Elasticidad (E), que por


soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW. consiguiente el material tendrá una menor rigidez y/o dureza pero mayor

elasticidad.

Se hace evidencia en la figura 4.2 que se obtiene un mayor esfuerzo

de ruptura en las probetas precalentadas a 200°C en comparación con el

material base sin precalentamiento y las juntas soldadas a 250°C y 300°C.

Las probetas precalentadas a 200°C poseen mayor ductilidad pero

tienen menor resilencia que las probetas a ensayas a 250°C y 300°C. Ambos

lineamientos de ensayos no aportan información sobre la deformación

plástica ya que las características del material son propias de un material

frágil y al aplicar un precalentamiento se modifican sus propiedades

mecánicas y microconstituyentes de tal forma que se endurece de la misma

forma que se vuelve frágil. Las deformaciones son de un valor bajo y son

distribuidas en todo el material, comportamiento fundamental de una

deformación netamente elástica.

4.3 Resultados del Ensayo de Doblado.

Se presentan las figuras 4.6, 4.7, 4.8 y 4.9 donde se muestran las

curvas de Esfuerzo vs. Deformación para las probetas ensayadas de la

siguiente forma: Material Base sin precalentamiento y sin junta soldada,

material base con junta soldada con precalentamiento de 200ºC, material

base con junta soldada con precalentamiento de 250ºC y material base con

junta soldada con precalentamiento a 300ºC respectivamente. Se construyo

la curva Esfuerzo vs. Deformación del material base sin precalentamiento y

sin junta soldada como un promedio de las probetas ensayadas para esta

condición; de igual forma se conforman las curvas para las juntas soldadas

con precalentamiento a 200°C, 250ºC y 300°C respectivamente.


Figura 4.6 Curva de Esfuerzo vs. Deformación para material base sin precalentamiento ni junta soldada.

Figura 4.7 Curva de Esfuerzo vs. Deformación para juntas soldadas con precalentamiento a

200ºC.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 0,005 0,01 0,015 0,02

Esfu

erz

o (

MP

a)

Deformación

Esfuerzo Vs DeformaciónMaterial Base

Curva Característica

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 0,005 0,01 0,015 0,02

Esfu

erz

o (

MP

a)

Deformación

Esfuerzo Vs Deformación Precalentamiento a 200ºC





250ºC.


300ºC.

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 0,005 0,01 0,015 0,02

Esfu

erz

o (

MP

a)

Deformación



0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 0,005 0,01 0,015 0,02

Esfu

erz

o (

MP

a)

Deformación




A continuación se presentan las tablas 4.2; 4.3; 4.4 y 4.5 donde se

muestran imágenes de las probetas a las cuales se les realizaron los

ensayos de doblado.

Tabla 4.2 Observaciones del ensayo de doblado para probetas del material base sin soldadura ni precalentamiento

Observaciones de probetas del material base

Imágenes de las probetas

Ensayadas

P1 sin fractura visible.



Tabla 4.3 Observaciones del ensayo de doblado para probetas soldadas con precalentamiento a 200ºC.

Observaciones de probetas soldadas con precalentamiento a 200ºC


ensayadas

P1 Cordón de soldadura Centrado,

Con agrietamiento visible entre la ZAC y el cordón de soldadura.



P2 Cordón de soldadura centrado, sin agrietamiento visible

P3 Cordón de soldadura Centrado, Sin agrietamiento visible.




ensayadas


Sin agrietamiento visible.







Ensayadas


Sin agrietamiento visible.



4.4 Análisis del Ensayo de Doblado

Se observa en la tabla 4.2 para las probetas ensayadas sin soldadura

ni precalentamiento (material base) que muestran buen resultado, ya que no

existe fractura y se observa una buena ductilidad del material, obteniendo un

valor de esfuerzo máximo de 1220,33 MPa.

Para las probetas ensayadas mediante el precalentamiento a 200ºC,

se muestra un ligero agrietamiento en una de las probetas entre el cordón de

soldadura y la ZAC (véase Tabla 4.3), que se ocasionó por efecto del desvío

del punzón con el que se realizó el ensayo. Estas probetas ensayadas

alcanzaron un valor de esfuerzo máximo de 1157,83MPa. Se puede decir

que las muestras poseen buena ductilidad a pesar del agrietamiento

presente en una de las probetas.



Las juntas soldadas con precalentamiento a 250ºC, presentaron

buenos resultados (ver Tabla 4.4), no se observan grietas en el cordón de

soldadura presentando buena ductilidad, alcanzando un valor de esfuerzo

máximo de 1183,66MPa.

Las juntas soldadas mediante el precalentamiento a 300ºC,

presentaron buenos resultados (ver Tabla 4.5) al igual que el anterior, no se

observan grietas en el cordón de soldadura de las probetas ensayadas y

presentan buena ductilidad, alcanzando un valor de esfuerzo máximo de

1201,16MPa, sobrepasando al esfuerzo máximo de las probetas soldadas

con precalentamiento a 200ºC en un 3,61% y en un 1,46% a las probetas

precalentadas a 250ºC.

Según los resultados obtenidos se observa que los valores de

esfuerzo máximo se alcanzan para las juntas soldadas con precalentamiento

a 300ºC, siguiendo las juntas soldadas con precalentamiento a 250ºC y por

último las precalentadas a 200ºC, aunque estas últimas pueden presentar

agrietamiento en la zona entre la soldadura y la zona afectada por el cordón

debido a que a bajos precalentamientos el tamaño del grano es pequeño.

Debido a los resultados obtenidos, se puede inferir que a medida que

se aumentan los valores de temperatura de precalentamiento, aumenta el

valor de resistencia a la compresión y ductilidad de la junta soldada. Esto se

debe a que los granos grandes producen baja dureza, y los granos pequeños

proporcionan mayor dureza a un metal. Recordemos que la dureza es

directamente proporcional al esfuerzo último, e inversamente proporcional a

la ductilidad. Por tanto, la zona con granos grandes tendrá poca resistencia a

los esfuerzos de tensión y elevada ductilidad, mientras que la zona con

granos pequeños tendrá elevada resistencia a los esfuerzos de tensión, y al

mismo tiempo elevada fragilidad.


El AISI 4140 por precalentarse a baja temperatura, se deforma

elásticamente hasta un punto anterior a la fractura (clivaje). (Groover y

Grossman, 2007)

4.5 Estudio de Macroscopía

Para el ensayo de macroscopía se pueden observar las probetas, las

cuales fueron sometidas a un ataque químico, el cual consistió en atacar por

5 minutos con Nital al 2% y luego 1 segundo con Acido Clorhídrico al 50%

para así poder observar las penetraciones de los cordones de soldadura en

las probetas.

Figura 4.10 Macroscopía de la probeta soldada con precalentamiento de 200ºC.

OObbsseerrvvaacciioonneess::

Existe buena penetración del material de aporte, el cordón es uniforme

y no presenta grietas a lo largo del mismo, carece de óxido superficial,

presenta una grieta ubicada en la parte inferior izquierda de la soldadura.



soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW. OObbsseerrvvaacciioonneess::

Esta muestra presenta una adecuada penetración del material de

aporte, carece de oxido superficial, el cordón se observa uniforme, presenta

una porosidad en la parte media de la soldadura. Cordón delgado.



Esta muestra presenta una excelente penetración del material de

aporte, carece de oxido superficial, el cordón se observa uniforme; presenta

una porosidad en la parte superior media de la soldadura. Cordón ubicado en

su centro.

4.6 Análisis de Macroscopía.

Con dicho análisis macroscópico no se hace notable entre las

probetas ensayadas diferencias a gran escala en el cordón de la soldadura,

puesto que hubo buena penetración del material de aporte y uniformidad del

cordón de soldadura, quedando este bien distribuido sobre el material base,

debido a que los parámetros de soldadura se encuentran bien definidos lo

cual permite un mayor control al momento de realizar el cordón de soldadura.

La grieta observada en la probeta con precalentamiento a 200°C, es

producto del enfriamiento paulatino del cordón de soldadura hasta la


Martensita Revenida

temperatura ambiente y la baja ductilidad que se genera en la junta soldada

en comparación con el precalentamiento a 250ºC y 300°C. Las porosidades

observadas en las juntas precalentadas a 250ºC y 300ºC son producto de la

contaminación de la superficie del metal base por óxidos al momento de

realizar la soldadura.

4.7 Estudio de Microscopía.

CCaarraacctteerriizzaacciióónn ddeell MMaatteerriiaall BBaassee

Figura 4.13 Microestructura del material base con aumento a 100X.

Figura 4.14 Microestructura del material base con aumento a 200X.

200X

200X

100µm

50µm

Carburos sin disolver


soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW. OObbsseerrvvaacciioonneess

En las figuras 4.13 y 4.14, se observan las probetas ensayadas del

material base sin soldadura ni precalentamiento, donde se evidencia

únicamente la presencia de una microestructura Martensita Revenida con

poca definición los bordes de grano son poco visibles y algunos carburos sin

disolver (zonas obscuras), debido al origen del material que viene de un

tratamiento térmico de Temple y Revenido “Bonificado”, en la superficie

pocas zonas mantienen la forma entera del grano poligonal.

PPrreeccaalleennttaammiieennttoo ddee 220000ººCC

Figura 4.15. Microestructura de la probeta soldada con precalentamiento de 200ºC.

MB

ZA

CS

ZA

MB

50µm 50µm

100µm

50µm

200X

Ferrita

Perlita

Carburos gruesos

Martensita Martensita revenida



En el cordón de soldadura (CS) se observa microestructura de Ferrita

(con tonalidad clara) con incrustaciones de Perlita (obscura) característica de

un acero inoxidable (material de aporte), con granos de mediano tamaño y

bien definidos por su borde. En la ZAC se observa la formación de la

microestructura Martensita con mayor definición y carburos gruesos (zonas

oscuras) en baja cantidad; como la temperatura de precalentamiento fue baja

y enfriamiento lento se origina esta microestructura. En el metal base se

sigue apreciando sólo la microestructura de Martensita Revenida debido a

que no hubo cambio de fase, aunque no se alcanzó la temperatura de

tratamiento térmico su microestructura se nota con mayor definición.

PPrreeccaalleennttaammiieennttoo aa 225500ººCC


MB

ZA

CS

ZA

MB

100µm

25µm

100µm

100µm

Ferrita

Perlita

Carburos gruesos

Martensita Martensita revenida


soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW. OObbsseerrvvaacciioonneess::

En el CS se observa la microestructura de Ferrita (con tonalidad clara)

con algunas incrustaciones de Perlita (obscura), característica del acero

inoxidable, los granos aumentan de tamaño en comparación al

precalentamiento anterior, mejor definidos en su borde. En la ZAC se

observa la formación de Martensita y carburos gruesos debido al aumento

del precalentamiento. En el metal base se aprecia solo la microestructura de

Martensita Revenida con buena definición y algunos carburos (zonas

obscuras), de igual manera no sé alcanzo la temperatura de tratamiento

térmico por lo que su microestructura no se altera en mayor magnitud.

PPrreeccaalleennttaammiieennttoo aa 330000ººCC


MB

ZA

CS

ZA

MB

100µm 100µm

100µm

50µm

200X

Ferrita

Perlita

Martensita revenida

Carburos gruesos

Martensita


OObbsseerrvvaacciioonneess

Al igual que en las probetas anteriores se observa en el CS una

microestructura de Ferrita (tonalidad clara) con incrustaciones de Perlita

(0bscura), pero con un tamaño de grano más amplio y menor cantidad de

incrustaciones de perlita. Se puede apreciar claramente en la ZAC por el

calor la presencia de la microestructura de Martensita y carburos gruesos

aumentando su proporción en comparación con el precalentamiento a 250°C.

En el metal base se observa Martensita Revenida con mayor nitidez y

algunos carburos sin disolver (zona obscura), comportamiento descrito por el

aumento del precalentamiento y de esta forma acercándose a las

temperaturas de tratamiento térmico de este acero.

4.8 Análisis de Microscopia

Se indica en las figuras 4.13 y 4.14 la caracterización microestructural

del material base, posee una composición netamente compuesta con

microestructuras de Martensita Revenida y algunos carburos que no fueron

disueltos, debido a su tratamiento de bonificado, pocamente definido su

grano poligonal en toda su superficie pero característico de los aceros con

0.4% C, sin presencia de porosidades o indicativo de grietas.

En la figura 4.15 se muestra en el cordón de soldadura una buena

definición del grano de Ferrita con pocas incrustaciones de perlita en

comparación con la proporción de Ferrita, comportamiento descrito debido al

material de aporte, un acero inoxidable E308-L ideal para soldaduras GMAW

o TIG con gas de protección argón. Se observa en la ZAC la aparición de la

microestructura Martensita, característica que le aporta fragilidad al material

reduciendo su dureza y resistencia pero aumentando su tenacidad y

ductilidad, debido a su ocurrencia hace más difícil que las grietas se

propaguen una vez formadas. Las incrustaciones de carburos gruesos son


soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW. producto de la afinidad del sulfuro con el manganeso para formar

precipitaciones con precalentamientos del material actuando de manera de

control de porosidades al no permitir que se desprendan gases cuando se

endurece el material y disminuyendo la sensibilidad al agrietamiento con el

aumento del precalentamiento. En el material base se continúa obteniendo

microestructura Martensita Revenida pero con mayor nitidez en comparación

a la caracterización del material, debido a que los precalentamientos son

bajos y no alcanzan a producir cambio de fase en la microestructura.

En la figura 4.16 se observa buena definición del grano de Ferrita con

pocas incrustaciones de perlita en el cordón de soldadura, su tamaño

aumenta un poco. Se observa de igual manera en la ZAC la aparición de la

microestructura Martensita la cual le aporta fragilidad al material reduciendo

su dureza y existencia de carburos gruesos. En el material base se sigue

observando la microestructura Martensita Revenida con algunos carburos sin

disolver (zona obscura) adquiriendo mejor definición.

En la figura 4.17 se obtiene una situación parecida a la anterior

expuesta, ya que los granos de ferrita en el cordón de soldadura se

encuentran mejor definidos y con mayor tamaño respecto a los dos

precalentamientos anteriores, debido al aumento del precalentamiento estos

tienden a expandir su tamaño. En la ZAC la presencia de Martensita se ve

reducida, indicativo de que el material está sufriendo un cambio de fase en

esa zona, así mismo se infiere un aumento de su ductilidad y reducción en la

fragilidad por la poca presencia de este microestructura y aumento de la

presencia de carburos gruesos. En el metal base se continúa presentando la

microestructura de Martensita Revenida con mayor uniformidad en su sentido

de orientación en comparación con los precalentamientos anteriores.

Se infiere que a medida que se va aumentando la temperatura de

precalentamiento se disminuye la dureza pero mejora la tenacidad del


material en la ZAC, el cordón de soldadura tiende a expandir el tamaño del

grano microestructural y si se logran alcanzar temperatura de tratamiento

térmico para el AISI 4140 la composición de su microestructura cambiaria en

el metal base, de caso contrario se mantendrá la proporción en la formación

de microestructuras uniformes con el aumento de temperatura.

4.9 Resultados del Ensayo de Varestraint

El procedimiento realizado en el ensayo estuvo referido a las variables

involucradas en la investigación, mostrada en la figura 3.15 del capítulo 3,

como lo son: la intensidad de corriente generada por el equipo de soldadura,

la temperatura de precalentamiento cedida por un soplete con llama a gas, la

variación de los anillos de curvatura correspondiente al equipo de Varestraint

y el material de aporte utilizado en la formación del cordón de soldadura

sobre la superficie de la probeta.

Esto permitió la inspección de cada variable y cada probeta ensayada

y a su vez proporciono un control en la ejecución del ensayo (dispositivo con

probeta y anillo de doblado, precalentamiento, medición de temperatura,

soldadura y doblado), pero antes fue necesario conocer las características de

los equipos a utilizar en el ensayo, las cuales son:

Equipo de Doblado

Dispositivo de doblado Varestraint, el cual consta de una estructura de

acero, cuatro anillos de acero de diámetros variables unidos a una base de

madera, que acopla a la estructura de acero y un perno M10 sujetador de

probeta. (Dispositivo diseñado y construido por el Ing. Oswaldo Urbano, en

base a los estudios de Savage y Luding).



Figura 4.18. Equipo de Doblado Varestraint.

Equipo de Calentamiento

Soplete con llama a gas, OXICORTE, cuyos elementos son: tanque

cilíndrico de Oxígeno, tanque cilíndrico de Gas, regulador de Oxígeno y gas,

mangueras, soplete de cobre con boquilla, llave y encendedor de chispa para

la llama. La presión de trabajo del Oxígeno fue de 40psi.

Figura 4.19. Equipo de Calentamiento OXICORTE.

Medición de temperatura

Esta medición se realizó sobre la superficie de la probeta, luego de

aplicar el calentamiento por llama antes de la soldadura. El instrumento


utilizado fueron lápices térmicos (TEMPILSTIK) de 101ºC, 184ºC y 215°C

cuya medición se efectúa aplicando sobre la superficie a tratar, y al alcanzar

la temperatura indicada una marca liquida aparece. A estas mediciones se le

suma la temperatura agregada por el electrodo al momento de soldar la

junta, esta temperatura por cupones de prueba se encuentra en un rango de

70 – 80 °C.

Figura 4.20. Lápices Térmicos para la medición de Temperatura de precalentamiento

Máquina de Soldar

Equipo de soldadura Lincoln Electric Precisión MIG 225 por arco

metálico con protección gaseosa GMAW. Control de intensidad de corriente

manual que permitió seleccionar el calor exacto para cada soldadura.

Figura 4.21. Máquina de Soldar Lincoln Electric.


soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW. 4.10 Pruebas realizadas a las probetas utilizando precalentamiento,

soldadura y doblado del espécimen.

A continuación se muestran una serie de imágenes correspondientes

al procedimiento seguido paso a paso, en la realización del ensayo de

doblado Varestraint con precalentamiento.

Figura 4.22. Dispositivo Varestraint con probeta fijada a un extremo.

Figura 4.23. Precalentamiento de la probeta con Soplete OXICORTE.


Figura 4.24. Medición de la temperatura de precalentamiento.

Figura 4.25. Cordón de soldadura finalizado hasta el centro del radio de curvatura.

Figura 4.26. Doblado en el extremo libre de la probeta.



Figura 4.27. Probetas dobladas enfriadas al aire libre.

4.11 Valores nominales de deformación

La deformación ocurrida en la superficie frontal de la probeta (figura

4.26), fue provocada por el anillo de curvatura del dispositivo de doblado

Varestraint, al momento de ejercerle la fuerza de flexión en su extremo libre.

Por ello se calculo los valores de deformaciones (ver tabla 4.6) que

permitieron junto con las variables: intensidad de corriente, temperatura de

precalentamiento y radio de dobles, determinar el comportamiento de las

grietas a partir de una curva, cuya función estuvo dada por:

Figura 4.28. Deformación por flexión en la probeta.


A partir de la ecuación 3.1 del capítulo 3, se pudo determinar las

deformaciones ocurridas en cada una de las probetas (ver tabla 4.6), que

fueron sometidas a la curvatura variable de los anillos del dispositivo de

doblado, aplicándole la fuerza. Es de hacer notar, que a cada radio de

curvatura se le realizo 4 probetas de ensayo por cada temperatura de

precalentamiento, por lo que R1 y R2 en conjunto aportaron 24 probetas

deformadas. Utilizando la ecuación 3.1 se obtuvo:

Tabla 4.6. Deformaciones ocurridas en cada una de las probetas de acuerdo al radio de curvatura.

Posición i 1 2

Radio Ri (mm) 40 32

Deformación e (%) 3.97 4.96

Se tomó una muestra arbitraria como forma de mostrar los cálculos

(ver figura 4.29 y 4.30), la muestra es una probeta ensaya con

precalentamiento a 200°C con un radio de curvatura R1 = 40mm, cuyas

grietas fueron examinadas en un microscopio de barrido y cuantificadas en

una cantidad de 5 grietas en su superficie con un valor de longitud que se

muestra a continuación:

Figura 4.29. Micrografía en la superficie del cordón en la muestra N°1 con precalentamiento

a 200°C a 200X.

50µm



Figura 4.30. Micrografía en la superficie del cordón en la muestra N°1 con precalentamiento

a 200°C a 400X.

Nota: 1 µm = 0,001 mm

Muestra:

Tabla 4.7 Número de grietas y tamaño de grietas con radios R1 y R2 de ensayo con un precalentamiento a 200°C

Radios (mm) Longitud de Grietas Promedio (mm) Deformación

e (%)

40 0.424 0.407 0.443 0.425 3.97

32 0.498 0.54 0.523 0.516 4.96

Tabla 4.8 Número de grietas y tamaño de grietas con radios R1 y R2 de ensayo con un precalentamiento a 250°C


e (%)

40 0.398 0.375 0.4015 0.362 3.97

32 0.4535 0.476 0.462 0.473 4.96

Tabla 4.9 Número de grietas y tamaño de grietas con radios R1 y R2 de ensayo con un precalentamiento a 300°C.


e (%)

40 0.352 0.323 0.34 0.319 3.97

32 0.389 0.392 0.42 0.41 4.96

25µm


En la figura 4.31, 4.32 y 4.33 se muestran las gráficas de las

diferentes longitudes de grietas promedio (mm) en función de la deformación

e (%), de acuerdo al ensayo de varestraint con un precalentamiento del

material base a 200°C, 250°C y 300°C respectivamente; para realizar luego

su posterior evaluación.

En la figura 4.34 se muestra la gráfica comparativa de las diferentes

longitudes de grietas promedio (mm) en función de la deformación e (%) para

el ensayo de Varestraint con precalentamientos de 200°C y 300°C.

Figura 4.31. Curva de longitud de grietas promedio (mm) vs Deformación e (%) para metal

base con un precalentamiento de 200°C.

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0 2 4

Lo

ng

itu

d d

e g

rieta

s p

rom

ed

ios (

mm

)

Deformación e (%)

Precalentamiento a 200°C

AISI 4140

3.97 4.96







0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 2 4

Lo

ng

itu

d d

e G

rieta

s P

rom

ed

io (

mm

)

Deformación e(%)


AISI 4140

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 2 4

Lo

ng

itu

d d

e G

rieta

s P

rom

ed

io (

mm

)

Deformación e(%)


AISI 4140

3.97 4.96

4.96 3.97


Figura 4.34. Curva comparativa longitud de grietas promedio (mm) vs Deformación e (%)

para metal base con un precalentamiento de 200°C, 250°C y 300°C.

Con los resultados expresados en las figuras 4.31, 4.32 y 4.33, se

pueden obtener las variaciones en porcentaje de la longitud promedio de

grietas presente en cada uno de los ensayos elaborados, realizando una

comparación con los precalentamientos a 200°C, 250°C y 300°C de acuerdo

a los radios de curvatura respectivos, expresándolos en las siguientes tablas:

Tabla 4.10. Variación en la longitud promedio de grietas (ΔLPG) para los precalentamientos

de 200°C y 300°C con un radio de curvatura R1.

Radio de Curvatura R1 (mm)

Probeta N° 1 2 3 4

LPG(mm) Temp = 200°C 0.4244 0.407 0.443 0.425

LPG(mm) Temp = 300°C 0.352 0.323 0.34 0.319

16.98 20.638 23.25 23.94

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0 2 4

Lon

gitu

d d

e G

rie

tas

Pro

me

dio

(m

m)

Deformación e(%)

AISI 4140

4.96 3.97


soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW. Tabla 4.11. Variación en la longitud promedio de grietas (ΔLPG) para los precalentamientos



Probeta N° 1 2 3 4

LPG(mm) Temp = 200°C 0.498 0.54 0.523 0.516

LPG(mm) Temp = 300°C 0.389 0.392 0.42 0.41

21.887 27.407 19.694 20.543




Probeta N° 1 2 3 4

LPG(mm) Temp = 200°C 0.4244 0.407 0.443 0.425

LPG(mm) Temp = 250°C 0.398 0.375 0.401 0.362

6.22 7.862 9.481 14.823




Probeta N° 1 2 3 4

LPG(mm) Temp = 200°C 0.498 0.54 0.523 0.516

LPG(mm) Temp = 250°C 0.4535 0.476 0.462 0.473

8.935 11.851 13.20 8.333




Probeta N° 1 2 3 4

LPG(mm) Temp = 250°C 0.398 0.375 0.401 0.362

LPG(mm) Temp = 300°C 0.352 0.323 0.34 0.319

11.55 16.10 15.21 11.87





Probeta N° 1 2 3 4

LPG(mm) Temp = 250°C 0.4535 0.476 0.462 0.473

LPG(mm) Temp = 300°C 0.389 0.392 0.42 0.41

14.22 17.65 9.11 13.32

4.12 Análisis del Ensayo de Varestraint.

En las figuras 4.30, 4.31 y 4.32 se observa que la longitud promedio

de grietas para el ensayo realizado con los distintos radios de curvatura y

precalentamientos y realizando la soldadura con el material AWS E308-L no

superan un (1) milímetro de longitud, específicamente influenciado por las

características del material de aporte, con una composición química 18 % de

Cromo y 8 % de Níquel (18Cr-8Ni), el níquel es el principal componente en

afectar el desarrollo de la ferrita en la microestructura, por ende tener un

material con menor sensibilidad al agrietamiento y mejores propiedades para

su trabajo en caliente.

En la figura 4.33 se evidencia que al aumentar la temperatura de

precalentamiento y mantener constante la intensidad en 100 A utilizando el

electrodo AWS E308-L, se evidencia la disminución de la longitud de grietas

en el cordón de soldadura en referencia a el precalentamiento a 200°C y

250°C, esto se cumple para las deformaciones (e) ensayadas.

Se obtiene de acuerdo a la tabla 4.10 y 4.11 una reducción de longitud

promedio de grieta de un 21,202 % y 22.382 %, al aumentar la temperatura

de precalentamiento con una variación de temperatura de 100°C; es decir el

aumento de la temperatura de precalentamiento es proporcional al aumento

del efecto sobre la sensibilidad al agrietamiento de manera positiva.


soldadura y sobre la microestructura en juntas soldadas de acero al molibdeno AISI 4140, utilizando el proceso de GMAW. De acuerdo a lo anterior para las tablas 4.12 y 4.13 se tiene un

gradiente de temperatura de 50°C, obteniendo una reducción de área con un

valor de 9.60 % y 10.58 % correspondientemente, esto infiere que a medida

que el gradiente de temperatura de comparación sea menor, la reducción de

área también será menor.

Por consiguiente para las tablas 4.14 y 4.15 de igual forma tenemos

un gradiente de temperatura de 50°C, consiguiendo una reducción de área

con valor de 13.68 % y 13.57 % respectivamente, se deriva que al tener una

diferencia baja entre las temperaturas de precalentamientos se obtiene una

reducción de área baja, pero apoyado con los datos anteriores se consta que

al aumentar las temperaturas de precalentamiento y sin importar que la

diferencias entre estas temperaturas sea baja, la reducción de área va

aumentar de forma progresiva al igual que aumenten estas temperaturas.

Se entiende que a medida que el radio de curvatura sea menor o en

su defecto la deformación (e) aumente, se obtendrá un valor mayor de

longitud de grieta promedio, debido a que se aplica mayor esfuerzo al cordón

de soldadura por la poca área de acción del radio de curvatura.


CCoonncclluussiioonneess yy RReeccoommeennddaacciioonneess

5.1 Conclusiones

El material base ensayado AISI/SAE 4140 y el material de aporte

cumplen con los valores de la composición química teórica, lo cual

corresponde a su naturaleza.

Los parámetros de soldadura produjeron un aspecto limpio y uniforme

del cordón y a su vez se encuentran dentro del rango de los valores

teóricos recomendados para el modo de transferencia del material de

aporte.

De acuerdo al ensayo de tracción, el comportamiento del material

AISI/SAE 4140 resultó ser frágil, por no poseer zona plástica en la

curva de Esfuerzo vs. Deformación.

La resistencia a la tracción de las juntas soldadas con el

precalentamiento de 200ºC fue mayor a las juntas soldadas con

precalentamiento a 250ºC y 300ºC, debido a que por el

precalentamiento bajo (granos pequeños) produce mayor resistencia a

la tensión.



Las juntas soldadas precalentadas a 300ºC resultaron más resistentes

a la flexión que las precalentadas a 250ºC y 200ºC, debido a que a

mayor temperatura de precalentamiento (granos grandes) presenta

mayor ductilidad.

En el ensayo de doblado, el material AISI 4140 adopto un modo de

fractura asociada con cerámicos y metales, el cual se le conoce con el

nombre de clivaje.

Con el AISI 4140 precalentado y enfriado al aire libre se obtuvo la

formación de estructuras propias de un acero autotemplable, como

Martensita Revenida.

La temperatura de precalentamiento a medida que se aumenta se

obtiene valor bajo de grietas al igual que su longitud, debido al

aumento de la ductilidad del cordón de soldadura proporcional al

aumento de la temperatura, esto originado por un aumento del tamaño

de los granos que es proporcional a la ductilidad del material.

La microestructura se evidencia mejor definida con el aumento de la

temperatura de precalentamiento sin cambios de fase en la

microestructura, solo con la aparición de microconstituyentes

intermedios propios de las temperaturas intermedias de

precalentamientos usadas.

Se determina que las juntas soldadas con material de aporte AWS

E308-L, se agrietan con menor facilidad en el cordón de soldadura con

precalentamiento de 300°C.

Capítulo 5. Conclusiones y Recomendaciones 104

5.2 Recomendaciones

Se recomienda para estudios posteriores tomar en cuenta la variación

de otros parámetros, tales como el espesor de la lámina y el gas de

protección a utilizar para así poder obtener mayor información acerca

del comportamiento del acero AISI/SAE 4140.

Se recomienda que el precalentamiento de las juntas soldadas se

realice lo más uniforme posible, ya que si no lo es, puede generar

problemas de esfuerzos residuales en la zona cercana al cordón de

soldadura, lo cual podría afectar la resistencia estructural de la unión.

Se recomienda limpiar adecuadamente el metal base y remover la

humedad de las superficies a soldar, para evitar la formación de

porosidades en la soldadura.

Se recomienda dejar cierta holgura entre las juntas a soldar para

compensar la contracción térmica lo cual originaría esfuerzos

residuales y posteriormente grietas.

Se recomienda evitar todo precalentamiento innecesario, ya que

consume tiempo y energía, debido a que las temperaturas de

precalentamiento excesivas no justifican el costo y podrían degradar

las propiedades y la calidad de la unión.

RReeffeerreenncciiaass BBiibblliiooggrrááffiiccaass

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