Soldeo Entre Materilaes Disimilares

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CESOL

TEMA 2.22 SOLDEO ENTRE MATERIALES

DISIMILARES

IWE–MÓDULO 2

En la elaboración de este texto han colaborado:

D. Charles Vega Schmidt

SOLICITUD DE COLABORACIÓN: MEJORA DE LA CALIDAD CESOL agradecerá la comunicación de las posibles erratas que puedan aparecer en el texto.

Dicha información podrá remitirse a: [email protected]

Este texto es propiedad integrar de la Asociación Española de Soldadura y Tecnologías de Unión, en adelante CESOL.

Queda terminantemente prohibida cualquier reproducción del mismo sin autorización expresa por parte de CESOL.

ASOCIACIÓN ESPAÑOLA DE SOLDADURA Y TECNOLOGÍAS DE UNIÓN – CESOL

Curso de formación de Ingenieros Internacionales de Soldadura–IWE Revisión 1–Julio 2007

Módulo II. Tema 2.22 Soldeo entre materiales disimilares

III

ÍNDICE

1. FUNDAMENTOS ................................................................................................................................... 1

1.1. UNIÓN BLANCO CON NEGRO........................................................................................................................ 1

1.2. REQUISITOS DEL SOLDEO DE ACEROS DE BAJA ALEACIÓN ..................................................................................... 2

1.2.1. Precalentamiento y control de la temperatura entre pasadas. ..................................................... 2

1.2.1.1. El carbono equivalente: .......................................................................................................... 3

1.2.2. Rango favorable del tiempo t8/5..................................................................................................... 3

1.2.3. Proceso de soldeo y sus parámetros. ............................................................................................. 4

1.2.4. Selección del material de aportación. ............................................................................................ 4

1.2.5. Tratamiento térmico post soldeo. ................................................................................................. 4

1.3. REQUISITOS DEL SOLDEO DE ACEROS DE ALTA ALEACIÓN ..................................................................................... 4

1.3.1. Soldeo de aceros austeníticos ........................................................................................................ 4

2. USO DE LOS DIAGRAMAS SCHAEFFLER Y DE LONG PARA EL SOLDEO DE METALES DISÍMILES .............. 5

2.1. DIAGRAMA WCR. ..................................................................................................................................... 6

2.1.1. Medición de la ferrita. ................................................................................................................... 7

2.2. RELACIÓN DEL DIAGRAMA DELONG CON EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER................................................................. 8

2.3. ESTRUCTURAS EN EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER .............................................................................................. 8

2.3.1. Determinar el equivalente cromo y níquel del metal base y de aporte para situarlos en el

diagrama. ................................................................................................................................................ 9

2.3.2. Trazar el segmento que une ambas partes. .................................................................................. 9

2.3.3. Conseguir medidas representativas de la dilución relativa entre metal base, metal de aporte. ... 9

3. SELECCIÓN DE PROCESOS DE SOLDEO. ................................................................................................ 9

4. EFECTOS DE LA DILUCIÓN ................................................................................................................... 10

4.1. DILUCIÓN Y PROCESOS DE SOLDEO ............................................................................................................... 10

4.2. DILUCIÓN EN LAS UNIONES DISÍMILES ........................................................................................................... 11

4.3. RANGO DE DILUCIÓN PARA DIFERENTES PROCESOS DE SOLDEO .......................................................................... 12

5. CONSUMIBLES .................................................................................................................................... 12

6. PROBLEMAS DE SOLDABILIDAD Y MEDICIONES (FORMACIÓN DE COMPUESTOS INTERMETÁLICOS,

DIFUSIÓN DE CARBONO) ......................................................................................................................... 14

6.1. LA INTERFASE EN LA CONDICIÓN DE SOLDADURA ............................................................................................. 15

6.2. LA INTERFASE TRAS EL TRATAMIENTO TÉRMICO DE POSTSOLDADURA .................................................................. 15

7. APLICACIONES TÍPICAS ....................................................................................................................... 17

8. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ACERO AL CARBONO ................................................................... 17

8.1. CLASIFICACIÓN DE LAS UNIONES DISÍMILES EN FUNCIÓN A LOS REQUISITOS DE SERVICIO .......................................... 18

8.1.1. Uniones blanco con negro del grupo I ......................................................................................... 18


Revisión 1–Julio 2007 Curso de formación de Ingenieros Internacionales de Soldadura–IWE


IV

8.1.2. Uniones B/N del grupo II .............................................................................................................. 19

8.1.3. Uniones B/N del grupo III ............................................................................................................. 19

8.2. EJEMPLOS EN EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER. ................................................................................................. 20

8.2.1. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo

1,4370. ................................................................................................................................................... 20

8.2.2. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo

básico AWS A5,9 E 309L. ........................................................................................................................ 21

8.3. CONSUMIBLES DE ALEACIONES NI-CR-FE ...................................................................................................... 22

8.3.1. Interfase ....................................................................................................................................... 22

9. UNIONES DE ALEACIONES DE COBRE-NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO / ACERO INOXIDABLE ......... 25

10. UNIONES DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO. .................................................... 29

11. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ALEACIONES DE COBRE ............................................................. 30

12. UNIONES DE ACERO CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO .................................................. 32

13. UNIONES DE COBRE CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO. ................................................. 34

14. UNIONES DE NÍQUEL CON COBRE. ................................................................................................... 34




1

1. FUNDAMENTOS

Las condiciones de servicio de un componente soldado, pueden variar notablemente de una

zona a otra, haciendo que la unión de metales distintos sea un requisito del diseño y la

construcción. La diferencia entre estos metales puede ser química (aleaciones de composición

distinta), metalúrgica (aceros al carbono frente aceros inoxidables austeníticos) y mecánica

(propiedades mecánicas distintas).

En el argot de la soldadura, se denomina acero negro a todo tipo de acero al carbono, mientras

que al acero inoxidable por su aspecto superficial, se le denomina también como acero blanco.

Por lo tanto, a la unión de ambos tipos de acero se le conoce también como la unión blanco con

negro.

Acero negro: Acero de baja aleación o acero estructural (< 5% de elementos de aleación). La

superficie es oscura o negra, no es resistente a la corrosión.

Acero blanco: Acero de alta aleación, principalmente, aceros inoxidables. La superficie es blanca,

brillante, y resistente a la corrosión.

Tabla 1. Posibilidades de unión con aceros disímiles

Tipos de aceros al carbono (negros) Tipos de aceros inoxidables (blancos)

Aceros estructurales según la Norma EN 10025 Aceros austeníticos al cromo níquel, resistentes a

la corrosión según la Norma EN 10088

Aceros resistentes a la termofluencia (aceros

térmicos resistentes al creep) según la Norma EN

10028

Aceros ferríticos al Cromo según la Norma EN

10088

Aceros de grano fino y de alto límite elástico

según la Norma EN 10028

Aceros austeníticos al cromo níquel resistentes a

la termofluencia.

Acero naval para la construcción de barcos. Aceros resistentes a alta temperatura

(refractarios).

Aceros fundidos. Aceros Criogénicos.

Aceros resistentes a la intemperie. Aceros al Cr Ni fundidos.

1.1. Unión Blanco con Negro

Existen cerca de 1000 tipos de aceros estructurales y de baja aleación, laminados en caliente,

forjados o fundidos. Entre los aceros de alta aleación existen más de 500 tipos o aleaciones. Por

lo tanto el número de posibilidades de unión de aceros disímiles, blanco con negro es de

500,000. Es imposible que por la diversidad de aleaciones a unir entre los tipos de aceros negros

y aceros blancos, los materiales de aportación puedan ser más de un millón. Esto ya se ha




2

estudiado a profundidad, pues existen aleaciones de materiales de aportación, que son

compatibles con varios tipos de metales. La solución adecuada consiste entonces, en la selección

correcta del material del consumible y en una apropiada aplicación durante el soldeo.

El problema principal es la dificultad de lograr la homogeneidad de la unión de aceros disímiles,

puesto que ésta depende de tres zonas típicas de la unión soldada.

Metal Base 1 (acero al carbono o de baja aleación, por ejemplo; S275JO)

Metal Aportado (soldadura cuya composición química es la mezcla de a + c + consumible)

Metal Base 2 (acero de alta aleación por ejemplo W Nr. 1,4301)

Figura 1. Unión disímil entre un acero S275JO y otro Nr. 1,4301 (AISI 304)

Cada una de éstas zonas es de vital importancia en la unión, porque cada metal base tiene unos

requisitos de soldabilidad, condiciones de servicio, propiedades mecánicas, químicas y

metalúrgicas que la unión, mediante un material de aportación, deberá satisfacer.

La homogeneidad de la unión, es imposible de obtener en el soldeo de materiales disímiles,

porque a diferencia de las uniones de metales iguales, en toda unión disímil no se puede

obtener:

Homogeneidad química. (En la unión disímil existen tres composiciones diferentes).

Homogeneidad mecánica. (Son tres aleaciones con diferentes propiedades mecánicas).

Homogeneidad metalúrgica. (Son tres estructuras metalográficas diferentes).

Para soldar aceros disímiles se debe entender los problemas del soldeo de ambos aceros, debido

a que las características de soldabilidad individuales no siempre son compatibles en el conjunto.

En las uniones disímiles se deberá combinar la mejor alternativa para ambos aceros, sacrificando

algunas de las ventajas de soldar cuando se unen individualmente aceros del mismo tipo.

1.2. Requisitos del soldeo de aceros de baja aleación

Para soldar aceros de baja aleación existen las siguientes reglas fundamentales:

1.2.1. Precalentamiento y control de la temperatura entre pasadas.

Además de reducir la formación de fases duras en la ZAT, el precalentamiento es importante

para impedir la formación de grietas por la difusión de hidrógeno.

S275JO 1,4301




3

Existen diversas fórmulas empíricas para determinar la temperatura de precalentamiento

mediante el carbono equivalente.

1.2.1.1. El carbono equivalente:

Una de las fórmulas más aceptadas a nivel internacional es la del instituto ISO, publicada

también en la Norma UNE EN 1011-2:2001

Ecuación 1

Una vez conocido el valor del carbono equivalente, se puede determinar la temperatura de

precalentamiento, mediante fórmulas, gráficos o tablas.

1.2.2. Rango favorable del tiempo t8/5.

Para optimizar las propiedades mecánicas de la ZAT, es importante encontrar un rango

adecuado del tiempo de enfriamiento entre 800 y 500 ˚C “t8/5” en relación al diagrama TTT de

enfriamiento continuo. Por ello es importante tener la información técnica del acero a soldar,

incluyendo el diagrama TTT del acero que se va a soldar.

Un tiempo t8/5 demasiado corto conlleva la formación de grietas por formación de estructuras

martensíticas o bainíticas, así como por la posibilidad de la difusión de hidrógeno. Otro

fundamento para limitar los valores cortos del tiempo t8/5 es la baja capacidad de deformación

de una ZAT con demasiada dureza.

Un tiempo t8/5 demasiado prolongado conlleva la disminución de la carga de rotura, del límite

elástico y de la resiliencia en la ZAT, debido a la posible formación de grano grueso y a la mayor

cantidad de ferrita. Pero el valor que más disminuye es la tenacidad, con demasiado aporte

térmico la resiliencia disminuye drásticamente, aún cuando el límite elástico y la carga de rotura

estén sobre los límites permisibles. Para los aceros de grano fino, es posible calcular el tiempo

t8/5 mediante fórmulas aproximadas del ciclo térmico para la conductividad térmica

tridimensional y bidimensional, en las que uno de los factores decisivos, en función de la

composición química, es la temperatura de precalentamiento, además del aporte térmico

definido.

Pero no es posible determinar un valor favorable del tiempo t8/5 genérico para todo tipo de

acero, porque el rango del análisis químico permisible implica un fuerte cambio de

comportamiento por transformación, esto significa que el tiempo t8/5 se debería calcular para

cada análisis químico. El diagrama TTT de enfriamiento continuo es una herramienta valiosa para

facilitar este cálculo, mediante los ciclos térmicos de soldeo, se determina experimentalmente,

la posible estructura resultante en la ZAT. Adicionalmente se pueden tomar las

recomendaciones de la Norma UNE EN 1011-2:2001




4

1.2.3. Proceso de soldeo y sus parámetros.

Paralelamente a la determinación del tiempo t8/5 se deberá analizar la posibilidad de aplicación

del proceso de soldeo, determinando la preparación de la junta, la productividad, y los

parámetros adecuados.

El aporte térmico está en función de los parámetros de soldeo que son; Intensidad I, Tensión U,

y velocidad de soldeo , todo esto afectado por un factor de eficiencia .

1.2.4. Selección del material de aportación.

La selección del material de aportación es uno de los pasos más importantes, debiéndose

comparar las propiedades mecánicas del metal depositado, especialmente la resiliencia

mediante la energía absorbida, el límite elástico, y la deformación. Además, la composición

química debe ser similar al metal base.

1.2.5. Tratamiento térmico post soldeo.

Especialmente en los aceros resistentes a la termofluencia (creep), y en otros aceros de grano

fino, débilmente aleados, el tratamiento térmico post soldeo sirve para reducir los picos de

dureza en la ZAT. Además reduce las tensiones internas que se producen con la contracción.

1.3. Requisitos del soldeo de aceros de alta aleación

Para soldar los aceros de alta aleación son importantes los siguientes pasos:

Evitar el precalentamiento (aceros austeníticos).

Selección adecuada del material de aportación.

Selección de los procesos de soldeo y sus parámetros.

Depósito en la zona de aceros resistentes a la corrosión en el diagrama de Schäffler.

Tratamiento térmico post-soldeo

1.3.1. Soldeo de aceros austeníticos

Los aceros austeníticos no experimentan la fisuración por difusión de hidrógeno ni la formación

de fases duras porque no hay transformación de la austenita en martensita o en bainita,

entonces no es necesario ningún precalentamiento, por el contrario, resultaría perjudicial pues

facilitaría la precipitación de carburos o de la fase sigma durante el enfriamiento lento, además

una temperatura entre pasadas mayor a 100 ˚C ocasiona el agrietamiento en caliente. Los

depósitos de los aceros resistentes a la corrosión deben solidificar la fase de ferrita primaria para

evitar el peligro de las grietas en caliente.




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2. USO DE LOS DIAGRAMAS SCHÄFFLER Y DE LONG

PARA EL SOLDEO DE METALES DISÍMILES

El diagrama de Schäffler descrito en el capítulo 2.16 Aceros de alta aleación (inoxidables), es una

de las herramientas más útiles para la correcta selección del material de aportación.

Figura 2. Diagrama de Schäffler, representando las zonas de austenita, martensita, ferrita , fase sigma

y las zonas de aceros de baja aleación, y de aceros inoxidables austeno-ferríticos. El ejemplo muestra la

dilución al 50% de un acero al carbono con un acero inoxidable, el soldeo se realizó con el proceso TIG

sin material de aportación. La mezcla resultante está en la zona de estructura martensítica.

Este diagrama representa gráficamente la relación existente entre los elementos de aleación y la

estructura que tiene el acero en función de su composición química.

En las ordenadas de dicho gráfico se presenta la suma de porcentajes de elementos formadores

de austenita (gamágenos), multiplicados por unos coeficientes, en función de la influencia

austenizante del elemento de aleación. Esta suma se expresa en la fórmula del níquel

equivalente, donde el níquel es el elemento más representativo de formación de austenita.

En las abcisas está la suma de porcentajes de elementos formadores de ferrita, también

multiplicados por coeficientes, función de su influencia ferritizante. En este caso la suma se

expresa en la fórmula de cromo equivalente, donde el cromo es el principal elemento formador

de ferrita.




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Si se suelda la unión con un consumible de acero al carbono, la mezcla resultará en la zona

martensítica (dependiendo de la dilución), además se formarán carburos de cromo. Si se suelda

con un consumible común de acero inoxidable, del mismo tipo de aleación del acero austeno-

ferrítico, la mezcla resultará también en la zona martensítica, con precipitación de carburos de

cromo. En ambos casos la unión es frágil, con poca resistencia mecánica. El resultado es peor

aún cuando se suelda este tipo de unión sin material de aportación, porque el nivel de

precipitación de carburos es mayor. Este caso típico se muestra en la Figura 2.

La desventaja principal con este diagrama es que no representa el efecto del nitrógeno que es

un elemento austenizante muy fuerte, pero es válido para darnos cuenta del problema. Hoy en

día, en soldadura, se emplean otros diagramas.

El número de la ferrita se mide con la atracción magnética como un método de medir la

proporción de ferrita de delta presente en la aleación. El número de la ferrita se traza en un

diagrama Schäffler modificado denominado diagrama de Delong. El cromo y el níquel

equivalente son similares al diagrama Schäffler, con la diferencia que el níquel equivalente

incluye la suma de 30 veces el volumen de Nitrógeno.

Figura 3. Diagrama de Delong, este diagrama incluye al nitrógeno como elemento austenitizante.

2.1. Diagrama WCR.

El diagrama de Schäffler incorpora un ancho rango de composición química, más que el

diagrama Delong y que el diagrama WRC siendo muy útil para determinar la composición

aproximada del metal depositado en una unión disímil. Sin embargo, la precisión de este

diagrama para determinar el grado de ferrita es menor que en el caso del diagrama Delong. El

diagrama WRC, obtenido mediante un estudio matemático sobre un gran número de mediciones




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del FN para un metal de aporte de comparación conocida, publicado por AWS en 1992 es una

nueva herramienta para determinar la estructura de las uniones disímiles basándose en el

número de ferrita. Mientras que en el diagrama de Schäffler se evaluó la cantidad de ferrita en

base a ensayos metalográficos, los diagramas Delong y WRC se definió la cantidad de ferrita en

base a métodos de medición magnética. Con bajos niveles, hasta el número 8 de ferrita el

porcentaje de ferrita coincide con el número de ferrita, a mayor cantidad de ferrita, las cifras

divergen progresivamente.

El diagrama Delong adiciona el nitrógeno como elemento austenizante de gran importancia, y el

diagrama WRC incorpora el cobre con un factor de 0,25 al níquel equivalente, variando

ligeramente los factores de los elementos de las fórmulas del níquel equivalente y del cromo

equivalente. El diagrama WRC no es aplicable a composiciones mayores a 0,25% de nitrógeno ni

a más de 10% de manganeso.

2.1.1. Medición de la ferrita.

Se ha adoptado el método magnético de medición de ferrita con el número de ferrita, en

reemplazo del porcentaje de ferrita, para este efecto se usan instrumentos calibrados, dos de los

nombres de marca registrada son el ferritoscopio y la galga magnética (magnegage).

Inicialmente hubo una amplia variación de niveles de ferrita, debido a las mediciones realizadas

con diferentes tipos de instrumentos en varios laboratorios. La estandarización redujo las

discrepancias de la medición, calibrando los instrumentos para establecer una sola medida en

comparación con los porcentajes de ferrita. Esto es lo que se aplica en el diagrama WRC.

La importancia del efecto de la ferrita en las uniones de aceros disímiles está en relación con las

grietas en caliente, el corto rango de temperatura de solidificación permite que la soldadura esté

sólida cuando inician las tensiones de contracción. El menor coeficiente de contracción de la

estructura cúbica de cuerpo centrado en comparación con la de caras centradas de la austenita,

disminuye las tensiones de solidificación durante el enfriamiento. Estas características son

tratadas con mayor amplitud en el tema de aceros inoxidables.

Figura 4. Diagrama WRC




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2.2. Relación del diagrama Delong con el diagrama de Schäffler

El diagrama de Delong tiene el mismo objetivo que el diagrama de Schäffler, donde los requisitos

del depósito de soldadura, determinan el tipo de aleación del material de aportación, el que de

acuerdo a su composición química se representa en ambos diagramas. Para esto es importante

considerar que el metal depositado consiste en la mezcla de la dilución de los dos metales base

con el material de aportación fundido, el grado de mezcla de cada material que interviene en la

unión disímil, es función de la dilución. El diagrama Schäffler, pese a su antigüedad no deja de

ser práctico y útil para definir el tipo de aleación resultante en la unión con un consumible

determinado.

En soldadura es obligatoria la medida magnética. Sólo en varillas TIG se permite, por ejemplo,

darla por diagrama analizando la composición química de la varilla.

En la Figura 2 se observa la existencia de cuatro zonas claramente marcadas como las zonas de

austenita, martensita, ferrita (delta) y fase sigma. En la zona de austenita existe el peligro de la

formación de grietas en caliente, para evitarlas es imprescindible soldar sin precalentamiento y

acelerar el enfriamiento inmediatamente después del soldeo. Por el contrario, una aleación

martensítica necesita un precalentamiento y enfriamiento lento para evitar el efecto de las

grietas por formación de fases duras, debido a que estas aleaciones son templables hasta 400 ˚C.

Después del soldeo de un acero martensítico es necesario hacer un tratamiento térmico de

recocido, tanto para aliviar tensiones como para disminuir la dureza de la ZAT y uniformizar la

estructura. Además, es necesario mejorar la tenacidad mediante la disminución de la carga de

rotura. Las aleaciones ferrítico-martensíticas, así como las ferríticas (ferrita ), también son

templables y necesitan precalentarse antes del soldeo, con el consiguiente enfriamiento lento.

Al igual que las aleaciones martensíticas, es necesario realizar un recocido para mejorar la

tenacidad con la disminución de la dureza y de la carga de rotura. La fase sigma es una zona

donde se presenta una fragilización por recristalización, al permanecer estas aleaciones, a

temperaturas entre 500 y 900 ˚C.

En conclusión, la mezcla del material de aportación con los aceros disímiles, debería resultar

preferentemente, en una zona libre de estos peligros que se conoce como la zona A + F,

constituida por una mezcla de estructuras de austenita, martensita y ferrita. Esto se logra

mediante la correcta selección del material de aportación y una dilución controlada.

2.3. Estructuras en el diagrama de Schäffler

Para determinar la microestructura resultante con el soldeo de una unión disímil, se utiliza el

diagrama de Schäffler siguiendo los siguientes pasos:




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2.3.1. Determinar el equivalente cromo y níquel del metal base y de aporte para

situarlos en el diagrama.

Para esto se deberá conocer la composición química de ambos aceros, para usar ambas fórmulas

dadas para la representación en el diagrama, que son cromo y níquel equivalente.

2.3.2. Trazar el segmento que une ambas partes.

Esto se realiza mediante un trazo recto entre los puntos hallados de los dos aceros. La recta

entre ambos puntos simboliza, de forma ideal, la dilución posible entre ambas aleaciones en %.

2.3.3. Conseguir medidas representativas de la dilución relativa entre metal base,

metal de aporte.

Marcar en el segmento que une ambos metales base, el punto correspondiente a la

microestructura resultante de acuerdo con la dilución estimada, sabiendo que la dilución del

metal base en el baño de fusión, es el coeficiente entre la distancia de dicho punto, al punto que

representa al metal de aportación, entre la longitud total del segmento metal base-metal de

aporte (%).

3. SELECCIÓN DE PROCESOS DE SOLDEO.

La selección del proceso de soldeo dependerá de las condiciones de ejecución, del espesor de

chapa o tubo, y de la posibilidad de realizar soldadura con la dilución estimada o ensayada

mediante las pruebas de cualificación del procedimiento de soldeo. En general se prefieren los

procesos con gas protector, siendo el proceso TIG el ideal para las chapas de espesor menor a 4

mm. También es adecuado para el soldeo de la pasada de raíz en tubos. Una variante moderna

del proceso TIG constituye el proceso TIG orbital.

El soldeo con electrodos revestidos es también muy adecuado para el soldeo en campo, debido

a que la escoria protege mejor el baño de fusión contra las corrientes de aire. Pero es preferible

proteger el área de trabajo contra las corrientes de aire y también de arena, polvo, y lluvia,

porque perjudicarán totalmente a la calidad de la soldadura. Además, es común el empleo de la

combinación del proceso TIG con el de electrodo revestido para el soldeo de tuberías cuyo

espesor es mayor o igual a 5 mm.

Los procesos semiautomáticos son adecuados para los procesos de fabricación en serie, siendo

de fácil mecanización y automatización. El gas con el que se obtienen los mejores resultados es

argón con 2% de CO2, Por eso se denomina proceso MAG, porque la pequeña cantidad de gas

activo es necesaria para producir una reacción exotérmica mediante la oxidación parcial del

consumible, con lo que se eleva la temperatura para aumentar la fluidez del baño de fusión. Con




10

argón puro no hay fluidez y el cordón queda muy rugoso y abultado. Esta recomendación está

registrada en la Norma UNE EN 1011-3.

Se han desarrollado alambres tubulares con fundente y con metal en polvo, los que también

tienen ventajas de aplicación en aplicaciones industriales, en construcción y en mantenimiento.

Con estos consumibles es necesario emplear el gas recomendado por el fabricante, pues las

condiciones de soldeo son muy variadas de una marca a otra. En todo proceso semiautomático

es necesario prestar atención a los parámetros, siendo muy importante soldar en el rango de

transferencia Spray, pero con una alta velocidad de soldeo para reducir el aporte térmico.

Existen casos de aplicaciones de recargue con arco sumergido, siendo el consumible un fleje

macizo o tubular con fundente o metal en polvo. En algunas aplicaciones este proceso se

convierte en el proceso de electroescoria. La dilución es menor al 5%

4. EFECTOS DE LA DILUCIÓN

4.1. Dilución y procesos de soldeo

Para el soldeo de las uniones disímiles se debe mantener una dilución baja, por eso deben

seleccionarse procesos de baja dilución, a fin de mezclar lo menos posible el metal de aporte con

los metales base. Esta dilución también depende de la habilidad del soldador. Se deberá evitar el

proceso TIG cuando se suelda sin material de aportación o con muy poca aportación de material.

Con el proceso 111 (electrodo revestido) se

puede alcanzar una dilución del 30% que,

dirigiendo el arco al metal depositado

anteriormente, se puede reducir a menos del

25%. Esta técnica es conocida como soldeo a

cuestas (back up welding). Con el proceso 135

(MAG), la dilución oscila entre 10-50%

dependiendo de que se emplee la transferencia

en cortocircuito o spray. En el proceso 121 (arco

sumergido con alambre) la dilución puede ser aún mayor. Un caso de muy baja dilución, menor a

10% es el proceso de electroescoria con banda.

Además de una dilución mínima, también interesa una composición química bastante uniforme

en los cordones. Para ello es de suma importancia la correcta selección de los parámetros de

soldeo. Una intensidad demasiado baja, puede ocasionar una falta de fusión. La Figura 5

representa la dilución que se puede estimar en una soldadura de recargue, la zona B es la que

está compuesta con la mezcla del consumible y el metal base.

Figura 5. Dilución del metal aportado




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Tanto “A” como “B” son partes no diferenciales del cordón, separadas una de otra mediante la

línea de la superficie de la chapa, se ilustra el cálculo de la dilución de un cordón de recargue.

Figura 6. Efecto de la velocidad de soldeo en la dilución

Existen otros ejemplos para el cálculo de uniones de aceros disímiles en función a la preparación

del chaflán en la unión. La Figura 6 ilustra la variación de la dilución en función de la velocidad de

soldeo, es evidente que al incrementar la velocidad de soldeo, se obtendrá menor dilución y

viceversa.

4.2. Dilución en las uniones disímiles

La Figura 5 representa la dilución posible entre un consumible y un metal base, esta fórmula es

válida para los casos de recargues o de untado (buttering), donde solo intervienen estos dos

materiales. Pero en las uniones disímiles la dilución resulta algo más compleja, como se muestra

en la Figura 7. La dilución resultante se puede conocer con la ecuación indicada en esta figura,

con la combinación de los tres materiales.




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Figura 7. Cálculo de la composición química en función de la dilución en una unión disímil

4.3. Rango de dilución para diferentes procesos de soldeo

La Tabla 2 ilustra los rangos de dilución para algunos procesos de soldeo que son más usuales en

la industria. Obsérvese que el proceso 141 sin material de aportación arrojará una dilución de

100%

Tabla 2. Dilución en función a los procesos y sus características

Proceso Denominación y características Dilución: %

111 Electrodo revestido con electrodo básico 20 – 30

111 Electrodo revestido con electrodo de rutilo 15 – 25

111 Electrodo revestido con la técnica a cuestas (recargue) 10 – 20

135 MAG, Metal en gas protector 10 – 50

121 Arco sumergido con alambre 50 – 70

122 Arco sumergido con banda, soldeo de recargue y

plaqueado.

10 – 20

72 Electroescoria con banda, soldeo de recargue y plaqueado. 2 – 5

141 TIG, Wolframio con gas inerte 0 – 100

Para grados de dilución del 10-15 %, en procesos de soldeo o de recargue en TIG, puede

presentarse problemas de falta de fusión por lo que no se suele bajar de este valor, aunque sea

teóricamente postsoldeo.

5. CONSUMIBLES

Mediante el empleo del diagrama de Schäffler se puede seleccionar el material de aportación

adecuado, de acuerdo con el tipo de aplicación descrito en el apartado 7. Las formas de

suministro son electrodos revestidos, varillas para el proceso TIG, alambres para el proceso

MAG, alambres tubulares, alambres y fundentes para arco sumergido. Además existen

consumibles para los procesos de soldeo TIG orbital y TIG de alambre caliente, en formas de

suministro especiales para estos casos, usualmente en bobinas de alambre de 500 gramos. El

proceso TIG de alambre caliente disminuye la dilución elevando el rendimiento de fusión.

M.B. 1 M.B. 2

Consumible M.A.

Reacciones metalúrgicas del consumible con el gas de protección, con la escoria o con el metal del los alambres tubulares.

Las gotas del consumible en transferencia, tienen una composición distinta debido a la pérdida o ganancia de elementos con las

reacciones metalúrgicas, siendo su

composición M.A. + X

A2 A1




13

Los más usuales para la unión de aceros disímiles están listados en la Tabla 3. Es importante

elegir los materiales de aportación en función de la dilución y de las condiciones de servicio del

componente soldado. Esto se explicará en el apartado 8. La Figura 8 representa la ubicación de

los consumibles en el diagrama de Schäffler, con la observación de los consumibles de base

níquel que no están dentro del diagrama, debido a que el contenido de níquel es mayor al 40%,

excediendo los límites del diagrama.

Tabla 3. Consumibles más utilizados en la unión de aceros disímiles

Identificación Composición Química FN

% Ferrita

MIG/TIG

Observaciones

AWS

E / ER

EN

1027-2 C Cr Ni Mo Otros

309

309Si

309L

312

NiCr3

1,4370

1,4459

1,4332

1,4337

NiCr3

0,12

0,06

0,08

<0,020

0,09

<0,03

19

23,5

23,5

23,5

30

20

9

13

13,5

13,5

9

72,5

----

----

----

----

----

----

Mn 6

----

Si 0,8

----

----

Ti 0,4

Nb 2.5

0%

FN9

FN9

FN19

70%

0%

Austenítico Mn > 5%

Austeníticos

Austeníticos

Austeníticos

Austeníticos

Base Níquel (Ni >

40%)

Figura 8. Representación de los materiales de aportación para la unión de aceros disímiles en el

diagrama de Schäffler




14

6. PROBLEMAS DE SOLDABILIDAD Y MEDICIONES

(FORMACIÓN DE COMPUESTOS INTERMETÁLICOS,

DIFUSIÓN DE CARBONO)

Uno de los principales problemas en el soldeo de aceros disímiles consiste en la difusión del

carbono desde el acero sin aleación o de baja aleación hacia la zona de la soldadura. El carbono,

en combinación con el cromo forma carburos de cromo, produciendo una estructura frágil, con

tenacidad prácticamente nula. Además, cuando no existen las condiciones de limpieza

adecuadas, es posible la presencia de elementos como azufre, y fósforo, que forman

compuestos intermetálicos que afectan a la unión. Siendo una de las causas de fractura, o de

pérdida de resistencia a la corrosión. Todo elemento que forme compuestos con el cromo es

perjudicial, porque disminuirá el % de cromo en la aleación.

El carbono migra hacia el acero mayor %Cr (que encima tiene menos %C que el otro) y forma

carburos.

Problemas:

Incremento de dureza-fragilidad

Menor resistencia a corrosión al eliminar Cr de la matriz

En el lado acero carbono hay de carburación, bajando las características mecánicas.

La difusión del carbono se logra controlar mediante el empleo de consumibles con inhibidores

de formación de carburos, tales como el niobio, el titanio y el tantalio. Estos elementos tienen

mayor afinidad con el carbono, formando compuestos no dañinos en la soldadura, evitando a su

vez que el cromo entre en combinación con el carbono. Adicionalmente, es necesario el control

de la difusión del carbono mediante la reducción de la dilución, para esto es imprescindible

ajustar correctamente los parámetros de soldeo. En ocasiones es conveniente aplicar la técnica

del recargue o untado con un consumible de mayor ductilidad y menor contenido de cromo,

como son los consumibles de base níquel

Cuando tenemos un aporte estabilizado inoxidable y lo soldamos con algo que pueda aportarle

carbono, la presencia de estos estabilizadores mitigará en parte el problema, pero no lo

soluciona.

El níquel es un elemento que tiene una amplia aplicación en los consumibles para estos tipos de

uniones, especialmente para condiciones de servicio a alta temperatura, tiene buenas

propiedades de soldabilidad con la mayoría de aceros, y también tiene una alta ductilidad, lo que

permite soportar los esfuerzos ocasionados por la dilatación y contracción de ambos aceros.




15

Además comprobar dilataciones: bajo este aspecto es mejor un base níquel que un 309 (p.e.)

para soldar aceros del tipo Cr-Mo.

6.1. La interfase en la condición de soldadura

En soldaduras realizadas con los procesos normales en la industria de calderería el salto entre la

composición química del acero al carbono o de baja aleación y la del acero inoxidable austenítico

tiene lugar en unas 500 micras.

En otros procesos en los que el aporte térmico puntual es mucho mayor y provoca permanencias

a la temperatura de fusión prolongadas, la difusión consiguiente puede provocar un gradiente

químico menor, así como una emigración de carbono análoga a la que se produce durante el

tratamiento térmico de postsoldadura y en servicio a temperatura.

Dentro de este gradiente de composición existe una capa de unas micras de espesor cuyo

análisis químico coincide con el de un acero muy templable cuya estructura es martensítica. Con

las tensiones residuales de tracción y con la difusión de hidrógeno, ambos introducidos por la

soldadura, esta capa ha dado problemas de agrietamiento en frío muy espectaculares e

inesperados, ya que la fisura sigue la línea de fusión que coincide con la interfase y da la

impresión de ser faltas de fusión.

En ausencia de hidrógeno, la posibilidad de fallo mecánico preferente a través de la interfase no

existe, es nula si la temperatura de servicio no sea elevada (menor de 370 ˚C).

Considerando que la interfase y la zona afectada térmicamente del acero ferrítico contigua son

las áreas más duras de la unión y por lo tanto poco resistentes a la fatiga. Sin embargo, cuando

no se realiza ningún tratamiento térmico post soldeo, la tenacidad de ambas es lo

suficientemente alta como para desestimar una fractura al metal base y de soldadura con lo que

la posibilidad de una rotura frágil no existe.

6.2. La interfase tras el tratamiento térmico de postsoldadura

El elevado coeficiente de difusión del carbono hace que este elemento sea capaz de emigrar ya

por encima de los 370 ˚C, y de forma muy notable a partir de los 600 ˚C. Esta emigración está

relacionada con la actividad del carbono a ambos lados de la interfase y no necesariamente con

los gradientes químicos, ya que ambas cosas pueden ser no coincidentes.

Tenemos a un lado un acero ferrítico con un 0,20% de carbono en carburos poco estables

(cementita). En el otro lado está un acero inoxidable austenítico con un 0,02% de carbono y una

gran cantidad de cromo (20%).

Cuando en el calentamiento del tratamiento térmico de postsoldadura se rebasan los 370 ˚C, el

carbono de la zona afectada térmicamente del acero ferrítico va al lado aleado de la interfase y




16

provoca una precipitación de carburos tanto más intensa cuanto mayor sea la temperatura y el

tiempo de mantenimiento del citado tratamiento.

Esta precipitación de carburos empobrece en cromo a la parte aleada de la interfase, que pasa a

martensita con una dureza y espesor que pueden ser notables. Por otro lado el metal base

contiguo se descarbura, pierde su estructura de temple y puede llegar a desarrollar largos

granos de ferrita muy blandos.

Consideremos ahora la notable diferencia en el coeficiente de dilatación del acero ferrítico y del

acero inoxidable austenítico. En el calentamiento del tratamiento térmico de postsoldadura se

crean tensiones por dilatación diferencial en la interfase que se suman a las tensiones residuales

de soldadura. Esto exige una relajación extra y, por tanto, una deformación extra por fluencia a

la interfase.

En el enfriamiento del tratamiento térmico de soldadura, la interfase, ya dañada por la creación

de las zonas descarburas y la capa dura de precipitación de carburos de cromo, se ve sometida a

nuevas tensiones residuales, creadas por la dilatación diferencial de los metales que separa.

Consecuentemente vemos que los tratamientos térmicos de postsoldadura dañan a la interfase,

en mayor grado conforme aumenta su temperatura y tiempo de mantenimiento y número.

Las propiedades mecánicas encontradas en los cupones de homologación de los procedimientos

de soldeo se hacen eco de este daño. Así la resiliencia disminuye drásticamente cuando la

entalla de la probeta está bien localizada en la interfase.

Las probetas de tracción no reflejan tanto estos hechos debido a que bajo estos esfuerzos la

zona descarburada se endurece por contacto con el metal contiguo. Pero cuando el

mantenimiento a temperatura ha sido lo suficientemente prolongado se produce el fallo por

“clivaje” en la interfase.

Sin embargo este endurecimiento por contacto no ocurre bajo tensiones cortantes y/o

deformaciones plásticas en la interfase, y así las probetas de plegado son más sensibles a estos

fenómenos y fallan por la interfase más fácilmente que las de tracción.

En interfases en la condición de soldadura el servicio prolongado a 370 ˚C ó más genera un daño

similar al descrito para el tratamiento térmico de postsoldadura. Su cuantía aumenta con la

temperatura y tiempo de trabajo.

En una interfase tratada térmicamente el daño aumenta con servicios posteriores por encima de

370 ˚C.

La interfase tratada térmicamente no es recomendable para trabajar a fatiga, aunque sea a

temperatura ambiente (recordaremos que la fatiga induce deformaciones plásticas locales y que

la interfase no puede suministrarlas). Tampoco se debe usar bajo fatiga térmica, ya que ésta




17

desarrolla esfuerzos cortantes variables sobre la interfase por la dilatación diferencial de los dos

metales.

La resistencia a la corrosión, de la interfase tratada térmicamente, es baja. La corrosión ha

causado problemas en piezas almacenadas debido al aire y la humedad. También se ha

observado el mismo caso agravado en servicios a 280 ˚C bajo agua aireada.

En el servicio a temperatura con fatiga en medios oxidantes, como el aire húmedo, la oxidación

selectiva fomenta la fatiga, y viceversa, ocasionando la rotura de la unión.

7. APLICACIONES TÍPICAS

Las aplicaciones de las uniones disímiles son múltiples, desde simples soportes de tanques,

recipientes, equipos y componentes de aceros inoxidables, con los anclajes de fijación con el

terreno o la estructura de construcciones metálicas, hasta las condiciones de servicio a alta

temperatura en diversas aplicaciones industriales, tales como hornos, intercambiadores de

calor, conexiones de tuberías de vapor a turbinas de generación de energía, en la industria

petroquímica, en criogenia, plantas de procesamiento de alimentos, en las construcciones

navales, aeronáutica, etc.

Los tres grupos clásicos de combinación con aceros disímiles están descritos en el apartado 8,

clasificados de acuerdo con las condiciones de servicio, un primer grupo está conformado por las

uniones que no están expuestas a temperaturas mayores a 300 ˚C y solamente tienen poca

probabilidad de exposición a un medio corrosivo, su principal razón es soportar una carga

mecánica. El segundo grupo está conformado por las uniones que adicionalmente a la carga,

deberán estar expuestas a condiciones de corrosión, y el tercer grupo, tiene las condiciones más

severas, carga mecánica, corrosión y temperatura. Los casos de posibilidad de fallo son distintos,

en cada grupo se deberán seleccionar consumibles adecuados, siendo la aplicación de los

procesos de soldeo una de las condiciones importantes a tomar. Para el primer caso es usual

seleccionar electrodos revestidos, pero en los dos casos siguientes es preferible y a veces

necesario el uso de los procesos con gas protector.

8. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ACERO AL

CARBONO

El metal de aportación inoxidable austenítico debe tener un contenido de aleación lo

suficientemente alto como para evitar la formación de martensita (frágil y propensa a agrietarse)

y dar contenidos de ferrita delta (necesaria para eliminar la posibilidad de grietas en caliente en

el metal depositado en soldaduras muy embridadas, especialmente con aceros estabilizados con

Nb y aportes térmicos altos) pese a la dilución con el metal base ferrítico.




18

Por otro lado una ferrita delta por encima del 14% en depósitos estabilizados con Nb puede

generar la fase sigma en el metal de soldadura, durante el tratamiento térmico de postsoldadura

o en el servicio a temperatura alta, con pérdida de tenacidad y resistencia a la corrosión.

Las características y los puntos decisivos de la unión blanco con negro no están en ambos

metales, ni en la ZAT de ambos materiales, sino en el depósito de soldadura. Por eso es

importante agrupar los tipos de unión para clasificarlos en función a los requisitos del servicio y

a las cargas que deberán soportar las uniones soldadas.

8.1. Clasificación de las uniones disímiles en función a los requisitos de

servicio

Existen tres grupos genéricos, que representan la mayoría de los casos de uniones de aceros

disímiles, estos están resumidos en la Tabla 4.

Tabla 4. Clasificación de las uniones disímiles

Grup

o

Requisitos de servicio del

depósito Problemas típicos

I

Servicio a T<300 ˚C

Carga mecánica

Sin tratamiento térmico

Martensita, Grietas por fases duras, Grietas en

caliente, Bajo valor de impacto.

II

Como el caso I, pero adicionalmente

medio corrosivo, y eventual

tratamiento térmico.

Como I, pero adicionalmente resistencia a la

corrosión, reducción del límite elástico debida al

tratamiento térmico.

III

Como los casos I y II, pero temperatura

de servicio > 300 ˚C o temperatura

criogénica. Necesario tratamiento

térmico post soldeo.

Como I ó II pero adicionalmente difusión de C,

tensiones de diferentes coeficientes de dilatación,

límite elástico y resistencia a creep.

8.1.1. Uniones blanco con negro del grupo I

Las uniones blanco con negro del grupo I se encuentran en todas las construcciones soldadas

donde se use acero de alta aleación, este cambio se tiene donde ya no se requieren las

propiedades del acero de alta aleación, por ejemplo en los anclajes. La temperatura de servicio

es muy inferior a 300 ˚C y la unión no está expuesta a corrosión.

El soldeo de las uniones del grupo I deberá realizarse de preferencia con materiales de

aportación de la aleación 18% Cr, 8% Ni, 6% Mn = 1.4370. Tal es el ejemplo que se muestra en la

Figura 9.




19

Figura 9. Unión de la pared de un tanque de acero 1,4301 contra un soporte de acero S235J2G3, la unión

se realiza con un consumible 1.4370, cuyo contenido de manganeso es mayor a 5%

8.1.2. Uniones B/N del grupo II

Las uniones blanco con negro del grupo II deberán soldarse de preferencia con materiales de

aportación resistentes a la corrosión, tales como 1,4302; 1,4551; 1,4576.

El depósito de metal deberá solidificarse en ferrita primaria para evitar la fisuración en caliente.

El contenido de ferrita deberá ser menor al 12% para evitar la formación de una red ferrítica. Un

consumible 1,4370 no es recomendable debido al medio corrosivo.

Figura 10. La unión deberá tener un tratamiento térmico después del soldeo de la parte de acero al

molibdeno, después de esto se realizará el saneado, y se hará el recubrimiento con los materiales de

aportación 1,4332 y 1,4551 respectivamente.

8.1.3. Uniones B/N del grupo III

Las uniones blanco con negro del grupo III se deberán soldar preferentemente con materiales de

aportación de base níquel. Estos impiden la difusión del carbono, con lo que simultáneamente

impiden la formación de carburos en el depósito de alta aleación.




20

Tanto a temperaturas de servicio muy altas como muy bajas, el alto coeficiente de dilatación del

níquel, disminuye las tensiones de diferente dilatación térmica entre los aceros de alta y baja

aleación.

Figura 11. Unión del grupo III. Tubo y manguito de conducción de vapor, temperatura de servicio > 300

˚C.

8.2. Ejemplos en el diagrama de Schäffler.

8.2.1. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541)

con un electrodo 1,4370.

Tabla 5. Cálculo del cromo y níquel equivalente del caso 8,2,1

Metal Base 1 Metal Base 2 Metal de aportación

Factor % Total: Factor % Total Factor % Total

Cromo 1,0 0 0 1,0 19 19 1,0 19 19

Molibdeno 1,0 0 0 1,0 0 0 1,0 0 0

Silicio 1,5 0,5 0,75 1,5 1 1,5 1,5 0 0

Niobio 0,5 0 0 0,5 0 0 0,5 0 0

Titanio 2,0 0 0 2,0 0,8 1,6 2,0 0 0

Cromo Equiv. 0,75 22,1 19

Níquel 1,0 0 0 1,0 12 12 1,0 9 9

Carbono 30 0,2 6 30 0,08 2,4 30 0,12 3,6

Manganeso 0,5 1,2 0,6 0,5 2 1 0,5 6 3

Níquel Equiv. 6,6 15,4 15,6




21

Figura 12. Con una dilución normal de 30% se obtiene una estructura totalmente austenítica. Debido al

contenido de manganeso de 6 a 7%, la aleación todavía está libre de agrietamiento en caliente, si

durante el soldeo se aumenta la dilución, se caerá en la zona A + M, resultando una aleación de muy

baja ductilidad y propensa al agrietamiento en caliente.

8.2.2. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541)

con un electrodo básico AWS A5,9 E 309L.

Tabla 6. Cálculo del cromo y níquel equivalente

Metal Base 1 Metal Base 2 Metal de aportación

Factor % Total Factor % Total Factor % Total

Cromo 1,0 0 0 1,0 19 19 1,0 23 23

Molibdeno 1,0 0 0 1,0 0 0 1,0 2,5 2,5

Silicio 1,5 0,5 0,75 1,5 1 1,5 1,5 1 1,5

Niobio 0,5 0 0 0,5 0 0 0,5 0 0

Titanio 2,0 0 0 2,0 0,8 1,6 2,0 0 0

Cromo

Equiv. 0,75 22,1 27

Níquel 1,0 0 0 1,0 12 12 1,0 13 13

Carbono 30 0,2 6 30 0,08 2,4 30 0,03 0,9

Manganeso 0,5 1,2 0,6 0,5 2 1 0,5 1 0,5

Níquel Equiv. 6,6 15,4 14,4




22

Figura 13. Con una dilución normal de 30% se obtiene una estructura correspondiente a un depósito

austenítico E 308 (19 %Cr 9 %Ni), se trata de un material con 5 a 8% de ferrita delta, con lo que estará

libre del peligro de agrietamiento en caliente. La unión no es adecuada para temperaturas de servicio

mayores a 300 ˚C debido a la posibilidad de la difusión de carbono que formaría los carburos de cromo.

8.3. Consumibles de aleaciones Ni-Cr-Fe

Por aleaciones Ni-Cr-Fe nos referimos a los consumibles ENiCrFe-2, ENiCrFe-4 para electrodo

recubierto y ERNiCrFe para alambre y varilla.

En las uniones entre aceros al carbono o de baja aleación con aceros inoxidables austeníticos el

metal de aportación Ni-Cr-Fe permite diluciones importantes sin agrietamiento, conservando

siempre su ductilidad.

Únicamente cuando uno de los metales presenta un contenido elevado en silicio (caso de acero

moldeado inoxidable austenítico) hay peligro de grietas en caliente.

También con el metal de aportación Ni-Cr-Fe se suele practicar el untado buscando las mismas

ventajas que en las uniones B/N del grupo III, como fácil acceso, control de la dilución, y poco

embridamiento. Además se evita sensibilizar al acero inoxidable austenítico que así no está

presente en el tratamiento térmico de postsoldadura. Todo ello frente al inconveniente de un

mayor coste económico.

8.3.1. Interfase

En realidad cuando el acero ferrítico se suelda al acero inoxidable austenítico mediante un metal

de aportación de base níquel existen en la unión dos interfases. La que nos ocupa ahora es la

interfase Ni-Cr-Fe / acero ferrítico.




23

En condición de soldadura tenemos también una capa martensítica en la interfase, aunque ésta

parece más estrecha y con menos consecuencias prácticas que la que se pueda formar en la ZAT.

El tratamiento térmico de postsoldadura (600º/700 ˚C) daña muy poco a estas interfases

porque:

La actividad del carbono en el metal Ni-Cr-Fe es mucho menor que el acero inoxidable

austenítico, por lo que la emigración de carbono a través de la interfase disminuye

mucho. Ya no se producen las extensas zonas descarburadas en el acero ferrítico ni las

notables precipitaciones de carburos de cromo en la unión o en el acero austenítico.

El coeficiente de expansión del metal Ni-Cr-Fe es similar al del acero ferrítico, así que ya

no aparecen en la interfase tensiones inducidas por el tratamiento térmico.

Por la misma razón el servicio bajo fatiga térmica ya no induce en la interfase tensiones de

cortantes variables.

Ahora las tensiones residuales del tratamiento térmico se sitúan en la interfase Ni-Cr-Fe /

inoxidable austenítico, pero la excelente resistencia a la fluencia y a la oxidación de ambos

materiales garantiza su integridad en servicio.

En ambientes en que las aleaciones de níquel no pueden trabajar (por ejemplo en reactores

petroquímicos, por la presencia de azufre que las corroería) se suele recurrir a hacer la raíz de la

unión con acero inoxidable austenítico tipo 309, y el resto, que ya no es bañado por el fluido,

con metal Ni-Cr-Fe.

Pese a todo esto la problemática de las uniones acero ferrítico/inoxidable austenítico no está

totalmente resuelta en servicios severos, como los tubos sobrecalentadores de las calderas de

combustible fósil que trabajan a 550 ˚C con acero ferrítico 2 1/4 Cr 1 Mo, y los tubos de los

intercambiadores de calor de los reactores nucleares rápidos.

Con el metal de aportación Ni-Cr-Fe dichos tubos de calderas fallan por la interfase al cabo de

años de servicio debido a la emigración de carbono (muy pequeña pero constante) y a la

oxidación preferencial externa.

Tabla 7. Consumibles sugeridos para la unión de aleaciones de níquel con acero

Aleación de níquel Forma de

suministro del

consumible

Consumible para soldar con 2

UNS Nº Designación

común 1

Acero al carbono o

de baja aleación Acero inoxidable

N02200 Níquel puro

comercial

Electrodo revestido,

varilla y alambre

ENi-1, ENiCrFe-2

ERNi-1, ERNiCr-3

ENi-1, ENiCrFe-2, ENiCrFe-3

ERNi-1, ERNiCrFe-2,

ERNiCrFe-3

N04400

N05500

N05502

Alloy 400

Alloy K-500

Alloy 502


varilla y alambre

ENiCu-7, ENi-1

ERNi-1

ENiCrFe-2, ENiCrFe-3

ERNiCr-3, ERNiCrFe-6




24

Tabla 7. Consumibles sugeridos para la unión de aleaciones de níquel con acero

Aleación de níquel Forma de

suministro del

consumible

Consumible para soldar con 2

UNS Nº Designación

común 1

Acero al carbono o

de baja aleación Acero inoxidable

N06600

N08800

Alloy 600

Alloy 800


varilla y alambre


ERNiCrFe-3, ERNiCrFe-6


ERNiCrFe-3, ERNiCrFe-6

N06625 Alloy 625 Electrodo revestido,

varilla y alambre

ENiCrFe-2, ENiCrMo-3

ERNiCrFe-3, ERNiCrMo-3

ENiCrFe-2, ENiCrMo-3

ERNiCrFe-3, ERNiCrMo-3

N08825 Alloy 825 Electrodo revestido,

varilla y alambre

ENiCrMo-3

ERNiCrMo-3

ENiCrMo-3

ERNiCrMo-3

N10665 Alloy B-2 Electrodo revestido,

varilla y alambre

ENiMo-7

ERNiMo-7

ENiMo-7

ERNiMo-7

N10276 Alloy C-276 Electrodo revestido,

varilla y alambre

ENiCrMo-4

ERNiCrMo-4

ENiCrMo-4

ERNiCrMo-4

N06455 Alloy C-4 Electrodo revestido,

varilla y alambre

ENiCrMo-4

ERNiCrMo-7

ENiCrMo-4

ERNiCrMo-7

N06007 Alloy G Electrodo revestido,

varilla y alambre

ENiCrMo-9

ERNiCrMo-1

ENiCrMo-9

ERNiCrMo-1

1.- Algunas de estas aleaciones están basadas en marcas registradas. Estas aleaciones pueden ser conocidas por otros nombres. 2.- Referidas a las especificaciones AWS A5.11 y A5.14 de los consumibles de aleaciones de níquel.

Tabla 8. Propiedades mecánicas típicas de uniones de aleaciones de níquel con aceros

Aleación de níquel Acero Consumible 2

Carga

de

rotura

en

MPa

Deformación

%

Localización

de la

fractura. UNS Nº

Designación

común 1

Nomenclatura

AISI / ASTM

N04400

N04400

N06600

N06600

N06625

N06625

N08800

N10001

N10002

N10002

Alloy 400

Alloy 400

Alloy 600

Alloy 600

Alloy 625

Alloy 625

Alloy 800

Alloy B

Alloy C

Alloy C

410

304

347

405

304

410

347

A36 = S235

316

A36 = S235

ENiCrFe-2

ENiCrFe-2

ENiCrFe-2

ENiCrFe-6

ENiCrMo-3

ERNiCrMo-3

ERNiCrFe-6

ENiMo-1

ENiCrFe-2

ENiCrMo-5

564

575

656

621

629

566

625

414

624

421

34

45

29

35

-

-

33

-

33

-

Alloy 400

Alloy 400

Alloy 600

Acero

inoxidable

Acero

inoxidable

Acero

inoxidable

Alloy 800

Acero ASTM

A36

Acero

inoxidable




25

Tabla 8. Propiedades mecánicas típicas de uniones de aleaciones de níquel con aceros

Aleación de níquel Acero Consumible 2

Carga

de

rotura

en

MPa

Deformación

%

Localización

de la

fractura. UNS Nº

Designación

común 1

Nomenclatura

AISI / ASTM

Acero ASTM

A36

1. Algunas de estas aleaciones están basadas en marcas registradas. Estas aleaciones pueden ser conocidas por otros nombres.

2. Referidas a las especificaciones AWS A5.11 y A5.14 de los consumibles de aleaciones de níquel.

9. UNIONES DE ALEACIONES DE COBRE-NÍQUEL CON

ACERO AL CARBONO/ACERO INOXIDABLE

En muchas aplicaciones para plantas químicas, se construyen algunos componentes de cobre o

de aleaciones de cobre, para los requisitos especiales de resistencia a la corrosión que se debe

cumplir, mientras el resto del componente se construye de acero. Cuando es necesaria la total

hermeticidad entre los componentes, o una resistencia moderada a presión interna en

recipientes a presión, las uniones con bridas no son las más adecuadas, entonces se tiene que

recurrir a la soldadura.

Durante el soldeo, el cobre líquido puede difundirse en los límites de grano del acero,

conduciendo a la dislocación de la microestructura y a la aparición de grietas. Esta forma de

fisura se denomina grietas por soldeo fuerte (Lötrissigkeit). Las condiciones para que ocurran

estas grietas son:

El material humectado con el baño de soldadura fuerte (cobre, bronce, latón u otros)

deberá encontrarse bajo el efecto de cargas externa o esfuerzos residuales internos de

tensión. Las aleaciones de cobre tienen una carga de rotura bajo esfuerzos combinados

de 150 a 180 N/mm2.

El punto de fusión del metal líquido de menor peso específico, debe ser relativamente

alto.

El metal líquido, debe ser por lo menos limitadamente, soluble en el metal base.

El peligro de la formación de grietas ya no está presente cuando el cordón de soldadura está

totalmente solidificado. La tendencia a la formación de grietas por soldeo fuerte disminuye la

resistencia a las cargas dinámicas o al fallo por fatiga en comparación con la carga de rotura. Si la

unión entre cobre y acero al carbono estará sometida a muy bajos esfuerzos, la tendencia a la




26

fisura por soldeo fuerte tiene pocos efectos sobre la resistencia de la unión soldada. En estos

casos es permisible soldar cobre con acero directamente sin ningún cojín intermedio.

Para uniones soldadas sometidas a grandes esfuerzos de tensión, eliminando el peligro de las

fisuras por soldeo fuerte, así como para la unión de aceros inoxidables al cromo-níquel con

cobre, es preciso evitar la dilución del cobre en los granos del acero, esto es posible con un cojín

de varias pasadas de níquel sobre la superficie de cobre, utilizando después níquel como metal

de aportación para soldar la unión disímil. La buena solubilidad del níquel con el acero y del

níquel con el cobre independientemente, hace posible realizar una unión soldada libre de

grietas, con buenas propiedades de resistencia y resiliencia.

En las aplicaciones prácticas es muy importante la unión de aleaciones de cobre con acero al

carbono o con aceros de baja aleación. La Tabla 9 sirve como guía para algunas combinaciones

posibles.

Las indicaciones para las soldaduras cobre-acero son válidas también para las uniones

cuproníquel-acero, con la única excepción del precalentamiento del cobre. Por un lado la

conductividad térmica de los cuproníqueles es similar a la del acero, con lo que desaparece la

necesidad de tal precalentamiento. Por otro lado, los cuproníqueles no deben precalentarse por

encima de 65 ˚C ya que hay peligro de grietas en caliente y de pérdida de resistencia a la erosión

corrosión por precipitación del hierro disuelto.

La Figura 14 muestra el diagrama del sistema cobre níquel. Sólo hay una fase, solución sólida.

Intervalo de solidificación corto. Se usa el untado (Buttering) de níquel sobre cobre. La Figura 15

muestra las zonas libres de grietas en caliente o grietas de soldeo fuerte, la dilución de los

consumibles de cobre-níquel, con hierro o cromo, o con la combinación de ambos, deberá estar

limitada al 5%. Estas aleaciones CuNiFe soldadas a los aceros al carbono o inoxidables tiene

aplicaciones en la construcción naval. Lo usual es untar el acero inoxidable con níquel o

aleaciones ricas en níquel para evitar la dilución de cobre con hierro o cromo, luego la unión

puede ser realizada con aleaciones cobre-níquel o níquel cobre.

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Tabla 9. Posibles uniones soldadas de acero con cobre y con aleaciones de cobre

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Datos para el soldeo

Uniones de cobre con: Uniones de acero con: Acero al carbono Acero inoxidable

al cromo-níquel Latón Bronce al estaño Bronce al aluminio Bronce al

silicio Aleaciones de cobre-

níquel

Procesos 111-141-131 111-141-131 31-111-141 111, 141 111, 141, 131 141, 131 111, 141,

131

Consumibles

Esfuerzo bajo: Electrodos de bronce al estaño. Alambres o varillas de cobre o de bronce. Esfuerzo alto: Electrodos, varillas o alambres de níquel puro, para recubrir el bisel del cobre. La unión se realiza con electrodos, alambres o varillas de acero al cromo-níquel

Chapas, t<3 mm: Alambres o varillas de níquel puro. Chapas, t>3 mm: Electrodos, varillas o alambres de níquel puro, para recubrir el bisel del cobre. La unión se realiza con electrodos, alambres o varillas de acero al cromo-níquel

Esfuerzo bajo: Varillas de soldeo de latón (L-Ms 60) con fundente. Esfuerzo alto: Electrodos, varillas o alambres de níquel puro, para recubrir el bisel del acero. Soldar la unión con varillas de cobre (S-CuSn)

Esfuerzo bajo: Electrodos o varillas de bronce al estaño. Esfuerzo alto: Elegir en base a ensayos mecánicos y pruebas de cualificación de procedimientos de soldeo.

Esfuerzo bajo: Electrodos, alambres o varillas de bronce al aluminio. (S-CuAl8) Esfuerzo alto: Electrodos, varillas o alambres de níquel puro, para recubrir el bisel del bronce al aluminio. La unión se realiza con electrodos, alambres o varillas de níquel puro.

Esfuerzo bajo: Alambres o varillas de bronce al silicio. (S-CuSi) Esfuerzo alto: No hay experiencias satisfactorias debido a las fisuras por soldeo fuerte.

Esfuerzo bajo: Electrodos de cobre-níquel (S-CuNi). Esfuerzo alto: Electrodos, de níquel- cobre. (NiCu 30 Fe)

Procedimiento

Esfuerzo bajo: Precalentar el bisel del cobre hasta 450–500º C (rojo cerezo). Soldar con el consumible de cobre o bronce, atender al peligro de la formación de grietas por soldeo fuerte. Esfuerzo alto: Proceder de forma similar al caso de acero inoxidable.

Chapas, t<3 mm: Preparar juntas en “V”, soldar con el proceso TIG. Puede prescindirse del untado del bisel de cobre. Chapas, t>3 mm: Precalentar el bisel del cobre entre 200 hasta 500º C. Soldar un cojín de dos capas. Soldar la superficie de níquel con el acero al cromo níquel

Esfuerzo bajo: Soldeo oxigas con varillas de latón. Esfuerzo alto: Recubrir el bisel del acero con dos capas de níquel puro. Después unir con el latón utilizando varillas de cobre

El soldeo con electrodo revestido o con el proceso TIG, utilizando consumibles de bronce al estaño solamente son aplicables a bajos niveles de esfuerzos. Un cojín de níquel puro no ofrece buenos resultados, es necesario realizar ensayos destructivos para conocer la resistencia de la unión.

Esfuerzo bajo: Soldeo con electrodos revestidos o varillas de bronce al aluminio. Esfuerzo alto: Recubrir el bisel del bronce al aluminio con níquel puro. Soldar la unión con consumibles de níquel puro.

Esfuerzo bajo: Soldeo TIG o MIG con los consumibles de bronce al silicio. El recargue con níquel puro para evitar la fisura por soldeo fuerte no da resultados aceptables, por eso es que no se utiliza esta combinación para esfuerzos altos.

Esfuerzo alto: La unión se realiza con electrodos de níquel, no es necesario precalentar. El arco debe mantenerse corto.

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28

Figura 14. Diagrama de fase níquel cobre. Sólo hay una fase, solución sólida. Intervalo de solidificación

corto. Se usa el “Buttering” de níquel sobre cobre

CUPRONÍQUELES: %Cu 70-90. Contienen adiciones menores de hierro manganeso y cinc. La

resistencia a la erosión-corrosión es mejor cuando el hierro está en solución sólida, así que se

cuida de no calentar el metal mucho. Por otro lado el cuproníquel tiene tendencia a grietas en

caliente así que, por ambas razones, no se precalienta por encima de 65 ˚C.

Figura 15. Diagrama ternario Fe-Cu-Ni, se muestra la región de grieta en caliente o grieta de soldeo

fuerte, y la zona libre de la susceptibilidad a estas grietas.




29

10. UNIONES DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACERO

AL CARBONO.

Para el soldeo de acero con aleaciones de alto contenido de níquel, es necesario observar

algunas particularidades, las soldaduras ferríticas, y adicionalmente aleadas con cromo tienden a

la formación de martensita, siendo sensibles al endurecimiento. Soldaduras de níquel-cobre del

tipo NiCu30Fe no son compatibles con cromo (mayor al 6%) o con acero con alto contenido de

carbono, debido a la alta tendencia al agrietamiento en caliente. Las soldaduras de los aceros

inoxidables comunes 18% Cr / 8% Ni contienen ferrita, con la que se disminuye la tendencia a la

formación de grietas en caliente. Una aleación de níquel en cambio, propicia la formación de

austenita y conlleva la formación de grietas en caliente. Además un contenido mayor al 3% de

cobre en estos depósitos conduce a la fractura en caliente ya en servicio (caso de fallo diferente

al de la grieta en caliente).

Cuando se deban soldar aleaciones de níquel-cobre del tipo NiCu30Fe con acero sin aleación, se

pueden utilizar consumibles de Ni-Cu con bajo contenido de carbono, adicionalmente se deben

emplear consumibles con elementos desgasificantes. Para unir las aleaciones níquel-cobre en

mención, con aceros al cromo es recomendable untar o depositar una capa de níquel puro. El

soldeo de las aleaciones endurecibles NiCu30Al con acero debe ocurrir en estado recocido de

disolución, después del soldeo se hace nuevamente el temple de endurecimiento. Para este

efecto es importante observar, que la temperatura de temple sea de 750 a 800 ˚C, con lo que el

acero no alcance la temperatura necesaria para una transformación completa en austenita, es

decir solo se logra una transformación parcial de la fase alfa ( ) en gama ( ). Con el enfriamiento

final pueden originarse del lado del acero, tensiones residuales y estructuras no deseables, para

eliminarlas es necesario hacer un revenido.

La unión de aleaciones de níquel-cromo-hierro con acero se han desarrollado consumibles

similares a las aleaciones en mención, del tipo S-NiCr15FeNb. El soldeo de las aleaciones

endurecibles NiCr15Fe7 deben ser muy raramente solicitadas. A similitud de las aleaciones

endurecibles níquel-cobre, deberán soldarse en estado recocido de disolución, siendo el

tratamiento de temple posterior al soldeo. También para la unión de las aleaciones de níquel-

molibdeno con acero existen consumibles adecuados de base níquel-molibdeno. Asimismo se

puede utilizar el material de aportación mencionado, del tipo S-NiCr15FeNb.

La experiencia práctica ha demostrado que la dilución del metal de aportación níquel con hierro

no debe superar el 40% con electrodo revestido y el 25% con TIG, MIG y arco sumergido.

En la Tabla 7 y en la Tabla 8 se recomiendan los consumibles más adecuados a cada caso. A

veces surge el problema del contenido de azufre y fósforo del acero, que resulta elevado para la

aleación de níquel. En este caso se cuidará de reducir la dilución.




30

A continuación indicamos las diluciones máximas permisibles para distintos metales de

aportación.

Tabla 10. Dilución de los consumibles base níquel con hierro

Metal de soldadura Dilución max. Con hierro (%)

Ni (TIG, MIG, arco sumergido) 25

Ni (electrodo revestido) 40

Ni-Cu (TIG y MIG con Tratamiento térmico, relajación) 5

Ni-Cu (TIG, MIG) 10

Ni-Cu (arco sumergido) 25

Ni-Cu (electrodo revestido) 30

Cu-Ni 5

Cu-Ni (TIG, MIG, arco sumergido) 25

Ni-Cr (electrodo revestido) 40

Tabla 11. Dilución de los consumibles base níquel con cromo

Metal de soldadura Dilución max. Con cromo (%)

Ni 30

Ni-Cu 6

Cu-Ni 10

Ni-Cr 10

Los metales de aportación Ni-Cr se utilizan cuando hay dilución con cromo.

Hay que cuidar la dilución cuando el metal base contiene alto porcentaje de silicio (acero

inoxidable austenítico fundido). El contenido de silicio en el metal de soldadura no debe superar

el 0,75%

11. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ALEACIONES DE

COBRE

La dilución (5%) del cobre con hierro conduce a grietas en caliente. Además, el cobre tiende a

difundirse entre los bordes de grano de la zona térmicamente afectada del acero, produciendo

fisuras por soldeo fuerte. Por otro lado al solidificar aparecen en el sistema cobre-hierro dos

fases que, aunque son soluciones sólidas y por tanto dúctiles (y no frágiles como los compuestos




31

intermetálicos), pueden dar problemas de corrosión. Para evitar la dilución con hierro del metal

de aportación se utiliza el untado (buttering) de níquel sobre el acero.

Figura 16. Diagrama cobre hierro (Cu-Fe)

Obsérvese el gran intervalo de solidificación que hay en una amplia gama de composiciones: Hay

propensión a grietas en caliente.

No hay compuestos intermetálicos frágiles, pero hay dos fases (que son soluciones sólidas,

dúctiles): puede haber problemas de corrosión.

Los cobres comerciales pueden unirse a aceros ferríticos o aceros inoxidables austeníticos con

metal de aportación ERNi-3. Si se hace con previo untado (buttering) se garantiza una mejor

calidad. En estas uniones el cobre se precalienta entre 200 a 500 ˚C, dependiendo del espesor de

chapa y del proceso de soldeo. El precalentamiento es necesario para neutralizar la

conductividad térmica del cobre, sino no se alcanzaría la temperatura del punto de fusión para

soldar.

También el metal de aportación ER CuAl-A2 permite soldar cobre a acero ferrítico o inoxidable

austenítico con o sin untado. Esto se debe a que este consumible tolera la dilución con hierro.

Salvo en el caso del metal de soldadura ERNi-3 las uniones cobre-acero tienden a ser soldadura

de fusión sólo en el lado del cobre, mientras que en el lado del acero es una soldadura fuerte

(“brazing”) ya que aquí la temperatura de fusión del acero es superior a la del consumible.




32

Por ello con otros metales de aportación, como el ERCuAl-A2, se tratará de penetrar en el acero

ya que en caso contrario la resistencia de la junta es peor, y bajo tensiones altas puede fallar la

interfase aleación de cobre/acero.

La Tabla 9 también tiene una columna sobre las sugerencias para la unión de acero inoxidable

con cobre.

12. UNIONES DE ACERO CON ALUMINIO / ALEACIONES

DE ALUMINIO

El soldeo de acero con aluminio es difícil, porque de acuerdo con el diagrama de estado hierro-

aluminio, aparecen compuestos intermetálicos duros y frágiles en un rango muy amplio. Un

recubrimiento previo del acero con aluminio, por ejemplo mediante inmersión en aluminio

líquido, o mediante termorrociado, facilita la unión cuando se utilizan consumibles de aluminio-

silicio.

Tabla 12. Valores de carga de rotura de uniones a tope de aluminio con acero soldadas con el proceso

TIG.

Combinación de

materiales

Capa intermedia Consumible Carga de rotura

N / mm2

Lugar de la

fractura

Acero / Al 99,5 Sn S-Al99,5Ti 80 Capa intermedia

Acero / AlMn 1,5 Zn S-AlSi 5 100 Capa intermedia

Acero / AlMg 3 Sn S-AlMg 5 160 Capa intermedia

Acero / AlMg 3 Zn S-AlMg 5 120 Capa intermedia

Acero / AlMgMnSi Sn S-AlMg 5 130 Capa intermedia

Acero / AlMgMnSi Sn S-AlMg 5 140 Capa intermedia

También se han logrado resultados aceptables recubriendo el acero con zinc o estaño, mediante

un recubrimiento depositado con llama (soldeo oxigás), o por inmersión en el metal líquido, con

lo que se reduce el peligro de la fisura por soldeo fuerte. Finalmente se realiza el soldeo de acero

con aluminio mediante el proceso TIG con un material de aportación similar a la del aluminio

empleado. La Tabla 12 contiene algunos datos sobre los valores posibles de carga de rotura en

uniones soldadas a tope, de aluminio con acero. La rotura se presentó en todo caso en la capa

intermedia, aun cuando en casi todos los casos se logró un doblado a 180º. Las uniones a solape

y las uniones en ángulo no son recomendables debido a la mala distribución de los esfuerzos y al

peligro de corrosión. La unión de acero de alta aleación al cromo níquel con aluminio se dificulta

por la tenacidad de las capas de óxido de ambos metales en la unión. Se han dado casos de

unión de tubos de acero inoxidable con tubos de aluminio, en los que se utilizó una combinación




33

de soldeo fuerte con soldadura, el tubo de acero inoxidable queda inserto dentro del tubo de

aluminio, primero se estaña (recargue con estaño) la pared del tubo de acero inoxidable, para

unir por soldeo fuerte al tubo de aluminio, una vez que se logra evitar el giro entre ambos tubos,

se puede soldar el solape de ambos tubos con el proceso TIG.

El proceso que está dando muy buenos resultados en la unión de acero con aluminio y sus

aleaciones, es el de soldeo por fricción. De hecho es ideal para una gran cantidad de

combinaciones de uniones disímiles. Las principales ventajeas de este proceso son:

Para la construcción soldada:

Soldeo en lugares de difícil acceso (soldeo de espárragos, y piezas de diseño

complicado)

Mínima contracción.

Conservación de la reproducibilidad de la contracción.

Para el material:

Conservación de las propiedades.

Mínimo cambio metalúrgico.

Control de la temperatura durante el ciclo térmico.

Fabricación:

Ajuste preciso de las variables del proceso.

Amplio rango de ajuste de los parámetros de soldeo.

Facilidad de automatización.

Calidad:

Reproducibilidad, control de los parámetros.

Ajuste del proceso, facilidad de pruebas mediante ensayos no destructivos.

La Figura 17A muestra un eje de automóvil compuesto por un vástago y base de acero, que se

une a un tubo de aluminio para disminuir el peso del componente. La unión de ambos metales

está garantizada para la carga dinámica que deberá soportar. Otro caso es un perno de acero M8

cuya base está soldada a un tubo de aluminio de 20 mm x 2 mm, como se muestra en la Figura

17B.

(A) (B)

Figura 17. (A) Eje de automóvil compuesto por piezas de acero y aluminio soldadas por fricción y (B)

tubo de aluminio soldado a una base de acero que tiene un perno M8




34

13. UNIONES DE COBRE CON ALUMINIO / ALEACIONES

DE ALUMINIO.

El aluminio se diluye con la mayoría de los metales no ferrosos en estado líquido, pero forma

compuestos intermetálicos frágiles, comúnmente formados en estado sólido. Estos compuestos

limitan la aplicación del soldeo por fusión del aluminio con otros metales. Para unir aluminio con

cobre se recarga el cobre con una capa de plata o aleación de plata, la unión se suelda con

consumibles de aluminio o aluminio-silicio.

También es aplicable la soldadura de tapón en uniones de

solape, donde el consumible puede ser de cobre o de

aluminio. Sin embargo este tipo de uniones son complicadas

por el solape y fácilmente puede ser reemplazada por una

unión remachada.

La soldadura por fricción ha dado buenos resultados en

algunos elementos de conexiones eléctricas, donde la mayor

importancia es la conductividad eléctrica de la unión, un

ejemplo de estos elementos se ilustra en la Figura 18.

14. UNIONES DE NÍQUEL CON COBRE.

Lo expuesto en el apartado 9 es válido para las uniones de níquel con cobre, la Figura 14 y en la

Figura 15 son también útiles para este tipo de unión. Debido a la mayor conductividad térmica

del cobre, el untado con níquel o aleación de níquel deberá realizarse sobre la superficie del

cobre. Luego la unión se realizará con níquel.

Figura 19. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6R Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo

básico AWS A5,9 E 316L.

Figura 18. Conexiones eléctricas

de cobre soldadas a manguitos

de aluminio.

Soldeo Entre Materilaes Disimilares

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