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UNIVERSIDAD DE HOLGUIN OSCAR LUCERO MOYA

CONFERENCIAS MAGISTRALES LA SOLDADURA Y SUS APLICACIONES INDUSTRIALES EN EL MANTENIMIENTO

Dr. C Osmundo Héctor Rodríguez Pérez 5/2012

CURRICULUM VITAE HOJA DE VIDA Dr. C. OSMUNDO HÉCTOR RODRÍGUEZ PÉREZ CATEGORIAS DOCENTES Y CIENTÍFICAS PROFESOR EMÉRITO, PROFESOR CONSULTANTE, PROFESOR TITULAR, DOCTOR EN CIENCIAS TÉCNICAS E INGENIERO MECÁNICO Osmundo Héctor Rodríguez Pérez. Profesor Emérito, Profesor Consultante, Profesor Titular, Doctor en Ciencias Técnicas, e Ingeniero Mecánico con una experiencia de 41 años en el campo de la soldadura y la recuperación de piezas mediante estos procesos. Ha realizado mas de 30 trabajos científico técnicos y 15 de ellos de una repercusión notable desde el punto de vista científico técnico y con un efecto económico total de varias decenas de millones de dólares Tiene 6 softwares y registros de invención. Posee 7 libros escritos nacionalmente, dos digitalizados y en otros dos como coautor, 5 monografías científicas, varios artículos de revistas y otras publicaciones docentes importantes. Tiene 19 artículos de revistas escritos internacionalmente y un libro publicado en Venezuela como coautor. Ha impartido 14 conferencias magistrales nacionalmente y 15 a nivel internacional, ha participado en 48 eventos nacionales y en 6 internacionales y recibido 23 cursos nacionales y uno internacional e impartido 6 cursos y diplomados internacionales y 27 cursos y diplomados en Cuba. Ha obtenido la Distinción Especial del Ministro en el trabajo Científico en dos ocasiones y posee 11 medallas y ordenes. Tiene 12 Premios al Mérito Científico Técnico y 3 menciones; 4 Premios Relevantes y Destacados Nacionales en Forums de Ciencia y Técnica, 9 Relevantes a nivel de provincia y 9 Relevantes a nivel de municipio. Tiene 11 Premios Provinciales de la Academia de Ciencias de Cuba y un Reconocimiento Nacional. Posee 9 Premios del Rector en el trabajo de las Investigaciones y 5 como Profesor mas Destacado Integralmente. Ha sido Vanguardia Nacional en 10 ocasiones dos de ellas por el Sindicato de la Ciencia y 8 por el SNTECD, además es vanguardia del Centro en un curso académico. Fue Premio Nacional de Ingeniería en el año 2001. Además tiene 6 logros Científico Técnicos. Tiene 7 softwares y ostenta la Orden Carlos J. Finlay que es el reconocimiento mas grande que otorga la Academia de Ciencia de Cuba a un científico cubano. Tiene colaboración científico técnica con varios países (5) y 10 Universidades en el extranjero. Tiene 6 Maestrías tutoradas, una de ellas en el extranjero, una especialidad de postgrado y ha participado en 5 tribunales de Grados Científicos y realizado 3 oponencias. Tiene dos doctorados bajo su dirección. Ha ocupado diferentes cargos administrativos y científicos y pertenece a diferentes organizaciones científicas.

ÍNDICE No Denominación Pag. 4 CAPITULO 1. FUNDAMENTOS Y APLICACIONES PARA LA SOLDADURA EN MATERIALES FERROSOS. 1.1 Introducción. Terminología. 4 1.2 Particularidades de los procesos metalúrgicos en los procesos de 24 soldadura. 1.3 Estudio de la zona fundida y de influencia térmica. 26 1.4 Soldabilidad de los metales 32 1.5 Clasificación de los aceros según el grado de soldabilidad. 38 1.6 Agrietamiento de las uniones soldadas 39 1.7 Precalentamiento y tratamiento térmico posterior. 55 1.8 Soldabilidad de los aceros al carbono 60 1.9 Soldabilidad de los aceros aleados 71 1.10 90 CAPÍTULO 2. APLICACIONES EN EL REACONDICIONAMIENTO DE 115 PIEZAS 2.1 Introducción 115 2.2 Conceptos teóricos fundamentales 115 2.3 Materiales de aporte y su selección 119 2.4 Principales procesos soldadura aplicados a recuperación de piezas 123 2.5 Tecnologías de recuperación de piezas por soldadura manual y otros 134 procesos 2.6 Aplicaciones industriales de la recuperación de piezas importantes de 137 la industria cubana CAPÍTULO 3 CÁLCULOS TECNOLÓGICOS Y NOCIONES DE COSTOS 141 EN LAS UNIONES SOLDADAS 3.1 Introducción 141 3.2 Métodos de cálculos tecnológicos teórico–experimentales para la 141 determinación de los parámetros energéticos y tecnológicos para la organización de la producción de piezas y conjuntos soldados. 3.3 Nociones sobre costos en uniones soldadas. 148 152 CAPITULO 4. DEFECTOS Y CONTROL DE LAS UNIONES SOLDADAS. 4.1 Generalidades 152 4.2 Defectos en las uniones soldadas. 152 4.3 Métodos de control de las uniones soldadas. Tipos. 165 4.4 Control previo al proceso de soldadura. 165 4.5 Control durante el proceso de soldadura. 166 4.6 Control posterior al proceso de soldadura. 166 4.7 Controles destructivos. 166 4.8 Controles semidestructivos. 168 4.9 Controles no destructivos. 169

1. FUNDAMENTOS Y APLICACIONES PARA LA SOLDADURA EN MATERIALES FERROSOS. 1.1 INTRODUCCION. TERMINOLOGIA. En la fabricación o reparación de piezas, equipos maquinarias, etc., inciden diferentes procesos tecnológicos de la industria mecánica, los cuales tienen el objetivo de lograr un producto terminado con la calidad requerida. Estos procesos son: maquinado, fundición, conformación de metales, soldadura, etc., teniendo cada uno de ellos su nivel de importancia de acuerdo al tipo de pieza a fabricar o reparar, cantidad de estas, etc. Dentro de estos procesos tecnológicos nuestro estudio se enfoca hacia los de soldadura, mediante los cuales se logran la unión de partes o piezas de forma indesarmable y de una manera rápida y económica. La historia de la unión de piezas por soldadura es muy antigua [1] pues hace aproximadamente 2500 años un herrero griego llamado Glaukos unía piezas, calentando estas en un horno hasta que se ablandaban y luego le aplicaba golpes con un martillo hasta que se unían. No obstante la unión de piezas se mantuvo durante muchos años condicionada a las tecnologías con remaches y tornillos las cuales son soluciones lentas y costosas que impedían el rápido desarrollo de la producción. Por esta razón técnicos y científicos de esta época, dedicaron sus esfuerzos a buscar una tecnología de unión de metales que estuviera acorde con las exigencias del desarrollo industrial de esos momentos, y es cuando se descubre la unión de metales mediante la utilización de la fusión local, que más tarde se definió como procesos de soldadura y que adquieren un grado elevado de desarrollo cuando se descubren las fuentes de energía calórica, como son la llama oxiacetilénica y el

arco eléctrico. En el año 1801 el químico ingles Sir

Humphrey Davy descubrió que al hacer acercar los dos terminales de una pila saltaba una chispa dando la idea de que se podía utilizar para unir metales. En el año 1802, el académico V.V. Petroff observó que al hacer pasar una corriente eléctrica a través de dos electrodos de carbón se generaba una descarga eléctrica incandescente (arco eléctrico) la cual tenía una alta temperatura. Este descubrimiento de Petroff no fue aplicado a la unión de materiales hasta que el

ingeniero N. N. Benardos inventó el proceso de soldadura por arco eléctrico con el empleo de electrodos de carbón. En el año 1888, N. G. Slavianoff inventó la soldadura por arco con electrodo metálico y logró reparar defectos exteriores de piezas fundidas; además creó el primer generador de soldadura y elaboró diferentes fúndentes para mejorar la calidad del metal fundido durante el desarrollo de los procesos de soldadura. En el 1899 se patenta el proceso de soldadura con termita por el alemán Goldchmidt que hoy en día se utiliza para la soldadura de raíles. En el año 1908 el sueco Kjellberg descubrió la soldadura por arco con electrodo metálico revestido cuando se le ocurre cubrir el electrodo desnudo de Slavianoff con sustancias ionizantes para aumentar la calidad de las uniones soldadas. Después de la primera guerra mundial, en el año 1919, se funda la Sociedad Americana de Soldadura

(American Welding Society) como una organización

dedicada al desarrollo de la soldadura en los E U A. En el año 1920 P. O. Nobel, que trabajaba en la General Electric Company, inventa la soldadura automática que se utilizó en la reconstrucción de motores y ruedas de grúas. En el año 1930 se patentizó por Robinoff el proceso de soldadura automática bajo arco sumergido el cual tiene una alta productividad En el año 1934 R. Sarazin y M. Moneyron descubren el electrodo metálico con revestimiento básico y dan un nuevo aporte a la calidad de las uniones soldadas efectuadas con estos procesos. El Battelle Memorial Institute inventa en el año 1948 los procesos de soldadura bajo gases protectores y en el 1953 Lyubavskii y Novoshilov desarrollaron el proceso de soldadura con electrodo consumible bajo protección de CO2. En el año 1957 se utilizó en la antigua URSS el proceso de soldadura por electroescoria de una elevada productividad. El proceso de soldadura por haz de electrones se presenta por J. A. Stohr (Comisión de Energía Atómica de Francia) en el año 1957. En la década del 50 también se descubre la soldadura por explosión.

En el año 1960 se comienza a desarrollar la soldadura por rayos Láser, en el 1961 se rellenan piezas mediante el proceso de plasma y en 1963 se suelda con el mismo. Entre los años 1962 a 1966 se desarrollaron cámaras al vacío con gases inertes que permitieron el desarrollo de la soldadura por haz de electrones. En el año 1970 se emplea el ultrasonido para unir, hacer crecer y cortar los huesos y tejidos vivos. G. A. Nikolaiev (miembro de la Academia de Ciencias de la URSS) y un grupo de cirujanos auxiliándose de un equipo de ultrasonido desarrollaron esta tecnología. Los materiales de aporte también se incrementaron de manera acelerada y en la década de 1980-90 en la antigua URSS se producen 1 millón de toneladas de electrodos de soldar para diferentes tipos de procesos de soldadura y en los EUA se producen el 55% de electrodos para soldadura manual, 20 % para procesos bajos gases protectores 15% de electrodos tubulares y el 7 % para alambres de soldadura bajo arco sumergido [2]. La tendencia mundial muestra que hasta el año 1988 se encuentra con un gran desarrollo el empleo de equipos semiautomáticos bajo gas protector CO2 en comparación con los de arco sumergido. En el mundo actual la industria se proyecta hacia la automatización de la producción con Robots, células flexibles de trabajo, desarrollo de sistemas de expertos, etc. En la actualidad un lugar importante lo ocupan los Robots y el año 1979 Japón poseía el 69%, EUA 16%, Alemania Federal 850, Suecia 600, etc. Hoy en día se pueden encontrar equipos de soldadura TIG, por resistencia eléctrica, programables, equipos con cabezales múltiples con los sistemas CNC, etc. La soldadura a finales del siglo manifiesta su máxima tendencia a la automatización y todos los países están inmersos en esta tarea. La soldadura con llama se desarrolla paralelamente como proceso de unión de metales cuando Jottrand en el año 1894 realiza uniones metálicas por soldadura en aceros con llama oxhídrica, descubierta por Saint Claire Deville en 1850. En el año 1892 el francés H. Moissau industrializó la fabricación del carburo de calcio y

facilitó la utilización de la llama oxiacetilénica estudiada por el científico H Le Chatelier, la cual tiene ventajas únicas para los procesos de soldadura con llama. Dentro de todos los procesos utilizados para unir los metales, los de soldadura ocupan un lugar preponderante y único debido a toda una serie de ventajas, las cuales se mencionan a continuación: 1. Economía del metal. Los procesos de soldadura ahorran una cantidad apreciable de metal en comparación a los procesos de unión de metales por remaches. 2. Posibilidad de fabricar piezas de gran tamaño con la unión de piezas en bruto de pequeñas dimensiones. 3. Posibilidad de reparación y corte de piezas. Mediante estos procesos se reparan

piezas desgastadas o rotas, lo cual

provoca que se restauren ellas o el equipo al cual pertenecen con un bajo costo de reparación. 4. Aumento de la productividad y disminución del costo de producción. En los procesos de soldadura la operación de unión de metales se realiza en un tiempo relativamente corto, lo cual provoca un aumento de la productividad, esto conjuntamente con la disminución de los gastos iníciales y de mantenimiento ocasionan una reducción del costo de producción. 5. Reducción de costo de equipos tecnológicos. Esto se debe a que no se necesitan equipos auxiliares, tales como: taladradoras, remachadoras. etc. 6. Uniones soldadas herméticas. 7. Eliminación de ruidos y mejoramiento de las condiciones de trabajo. Mediante los procesos de soldadura se pueden obtener uniones soldadas con resistencias mecánicas iguales a la de las piezas a soldar; por esta razón estos procesos tienen aplicación en diferentes tipos de construcciones que requieren resistencia tales como: calderas de vapor de alta presión, tubos de hornos de petróleo, puentes, aviones, elementos de máquinas, etc. La unión indesarmable de dos o más piezas se obtiene cuando los átomos de cada una se encuentran tan cerca que en ellos comiencen a actuar las fuerzas de

atracción. Esto se obtiene bajo tres condiciones que son: calentamiento del material hasta el punto de fusión en el sitio de la unión, calentamiento y presión simultánea y aplicación de presiones elevadas sin

ser calentadas las piezas.

Analizando las macrografías de las uniones soldadas estas constan de dos partes, tal como se observa en la figura 1.1, la zona fundida y la zona de influencia térmica (ZIT) o zona afectada por el calor (HAZ). La zona fundida está constituida por el material solidificado, el cual ha sufrido durante la fusión un cierto número de transformaciones del orden físico - químico o estructural, mientras que la zona de influencia térmica está sometida a un tratamiento térmico variable de acuerdo con el punto considerado, ya que la temperatura disminuye desde el centro de la zona fundida hacia la de influencia térmica; en esta ocurren transformaciones físico químicas, las cuales dependen del ciclo térmico impuesto y de la naturaleza del material a soldar.

Figura 1.1 Microestructura de una unión soldada A) Terminología. A continuación se dan toda una serie de conceptos básicos necesarios para la comprensión de los conocimientos que se estudian posteriormente. En la mayoría de los términos se ha tenido en cuenta la Norma Cubana de Términos y definiciones [3].

Soldadura Procedimiento mediante el cual se pueden unir dos o más partes, de forma indesarmable con ayuda de fuentes de calor y/o presión localizadas y en el cual se puede utilizar o no material de aportación [3]. Las uniones soldadas se pueden lograr mediante la fusión, con calor y presión y solo con presión, además el material de aportación puede tener la misma o diferente composición química que el material base. Soldar Acción en la cual, mediante un procedimiento, se obtiene la unión de las partes. Soldabilidad Capacidad de los materiales para ser soldados manteniendo sus propiedades físico-químicas y estructurales. Unión soldada Unión permanente de dos o más partes, obtenidas mediante la soldadura en una zona determinada. Junta Forma geométrica de la unión. Junta a tope Forma de unión en que los bordes de la pieza a soldar están colocados uno frente al otro en un mismo plano (Figura 1.2) [4].

Figura 1.2 Junta a tope Forma de unión en que el borde de una de las piezas se coloca en la superficie de la otra perpendicularmente (figura 1.3). Las costuras obtenidas en este tipo de unión se le suele denominar por el término de soldadura de filete.

Figura 1.3 Junta en T

Junta a solape. Forma de unión en que los extremos a unir se colocan uno cubriendo al otro. (Figura 1.4)

Figura 1.4 Junta a solape Junta de esquina Forma de la unión en que los bordes a unir están colocados en ángulo, en forma tal que ninguno de los dos sobresalga por detrás de la cara externa del otro elemento de unión. (Figura 1.5). Las piezas se encuentran colocadas relativamente a un ángulo aproximado de 90 ° formando una L.

Figura 1.5 Junta de esquina Junta por los bordes Forma de unión en que las superficies laterales de dos piezas están en contacto y que la costura de soldadura se realiza por los bordes (Figura 1.6).

Figura 1.6 Junta por los bordes Costura Metal solidificado en la junta terminada. La costura está formada por uno o varios cordones (Figura 1.7).

Figura 1.7 Costura y cordones

Cordón Metal solidificado en una pasada. Material base Pieza o material a soldar. Material de aporte Material de la varilla, electrodo, alambre, etc. que se utiliza para soldar. Borde Superficie de contacto entre las partes a unir donde se realiza la soldadura. Son las superficies del material base, preparadas o no, donde se realiza la acción de soldar y entra en contacto el material de aporte. Los espesores pequeños no requieren preparación de los bordes, pero cuando este aumenta es necesario prepararlos para poder fundir la raíz de la futura costura o parte posterior de ella. Angulo del bisel Angulo comprendido entre la superficie de un borde preparado para soldar y una línea de referencia. Generalmente se designa por la letra α (Figura 1.8)

Figura 1.8 Dimensiones geométricas de la preparación de los bordes en la costura a tope. Altura del bisel Es la distancia existente entre la parte superior del material base o pieza y la arista donde se interseca la cara del ángulo del bisel con la cara de la raíz. En ocasiones se designa por la letra " f " (Figura 1.8). Raíz de la costura Parte del fondo de la cavidad o zona a soldar. Es donde se interseca la cara de la raíz con la parte posterior del material base. (Figura 1.9)

Figura 1.9 Raíz de la costura Separación de la raíz Distancia que se deja entre la cara de una pieza y la otra o contra la cara de una raíz y la otra. (Figura 1.8). Se designa por la letra "a". Altura de la raíz Es la distancia existente entre la superficie posterior del material base y la arista que se forma cuando se interseca la cara de la raíz y la del ángulo del bisel. En ocasiones se designa por la letra "z". (Figura 1.8). La suma de la altura del bisel y la de la raíz es igual al espesor de la pieza. Ancho de la costura (b) Distancia que hay entre los bordes laterales de una costura (Figura 1.8 y 1.10).

Figura 1.10 Dimensiones geométricas de la costura en T Sobre espesor de la costura Cantidad de metal depositado que sobresale desde la superficie superior de la pieza o de la garganta teórica de la costura. (Figura 1.8).

Altura del refuerzo Es la distancia entre la parte superior de la costura y la superficie superior del material base, tal como se muestra en la figura 1.8. Generalmente se designa por "h". Penetración Distancia desde la superficie primitiva (superior) del metal base hasta el punto donde cesa la fusión (Figura 1.10) Zona fundida. Es el metal líquido que se ha solidificado, el cual ha sufrido durante la fusión y solidificación, transformaciones del tipo físico-químico o estructural. Zona de influencia térmica Zona del material base afectado térmicamente hasta la temperatura de mínima de transformación del material en cuestión. En esta zona se pueden producir cambios microestructurales que pueden variar o no las propiedades mecánicas. (Figura 1.11)

Figura 1.11 Zona fundida y de influencia térmica Zona de transición Zona entre la costura y el material base (Figura 1.11). Isotermas Es el lugar geométrico obtenido por la unión de puntos de igual temperatura en el material base o en la zona de influencia térmica (Figura 1.11). Coeficiente de dilución Es la relación en porcentajes del material base fundido y la suma del material base y el de aporte fundidos en un punto determinado de la costura.

Secuencia o método de soldadura hacia atrás Es la secuencia o método de soldadura mediante la cual los cordones se depositan en contra de la dirección normal de estos, tal como se observa en la figura 1.12.

Figura 1.12 Secuencia o método de soldadura hacia atrás [100] Secuencia o método de soldadura en cascada. Es la secuencia o método de soldadura mediante la cual los cordones se depositan uno arriba del otro en forma de solape (Figura 1.13).

Figura 1.13 Secuencia o método de soldadura en cascada 1.1.1 Clasificación de los procesos de soldadura. En la actualidad existe una gran variedad de procesos de soldadura los cuales se han perfeccionado y desarrollado debido al impetuoso avance de la ciencia y la técnica. Estos procesos de soldadura cuyo objetivo fundamental es lograr la unión indesarmable de dos o más piezas, se clasifican atendiendo al tipo de energía en tres grandes grupos que son: soldadura por fusión, con calor y presión y por presión. Soldadura por fusión. Procedimiento mediante el cual la unión de las partes se realiza sólo por una fuente de calor concentrado hasta su fusión.

En estos procedimientos no se aplica presión y pueden utilizar o no material de aporte que puede ser de la misma o de diferente composición química a la del material base. Soldadura con calor y presión. Procedimiento mediante el cual la unión de las partes se realiza con la aplicación de la energía en forma de calor y presión. En estos procedimientos el calor que se aplica puede o no fundir las piezas. Soldadura por presión Procedimiento mediante el cual la unión de las partes se realiza con la aplicación de energía en forma de presión. Soldadura heterogénea. Proceso en el cual se utilizan metales y aleaciones de diferente composición química que el metal base. En estos procesos generalmente se utiliza calor el cual funde solamente el material de aporte que es de distinta composición química que el del material base; en algunos casos puede aplicarse presión. Soldadura fuerte. Grupo de procedimientos de soldadura en los que el material de aporte es un metal o aleación no ferrosa y en los que el punto de fusión es superior a 400 °C , pero inferior al del material base. La unión soldada se efectúa por difusión. Soldadura blanda Procedimiento de soldadura en el que el metal de aporte es un metal o aleación no ferrosa que se hace principalmente a base de estaño y plomo y en el que el punto de fusión es inferior a 400 °C. 1.1.2 Principales procesos de soldadura. A continuación se exponen solo algunos de los procesos de soldadura de los cuales se hacen referencia en el texto. (Esquema N°1).

Soldadura por fundición El metal de aporte se funde fuera del lugar de la pieza a soldar y después, con un sobrecalentamiento, se vierte en el molde cuyas paredes están formadas por las piezas a unir. Durante la primera etapa de la colada se calientan los bordes de soldadura hasta fundirlos; después se unen con el resto del metal de aporte moldeado entre dichos bordes (figura 1.14). Con el enfriamiento, las piezas quedan soldadas. Es un proceso utilizado en las reparaciones de piezas de hierro fundido en general. La forma moderna de este proceso es la soldadura con termita, en la cual el metal de aporte se obtiene por la reducción del hierro en una mezcla aluminotérmica.

Figura 1.14. Soldadura por fundición [100] Soldadura con termita Los bordes de soldadura de las piezas a unir, se funden con el calor de la reacción química entre el óxido de metal y el aluminio, finamente divididos, lo cual constituye la mezcla de termita. El metal reducido fundido que se encuentra entre los bordes, constituye el metal de aporte que con el enfriamiento crea la unión soldada (figura 1.15). Este procedimiento de soldadura se utiliza desde 1899 y fue patentizado por Goldchmidt para las uniones de raíles. En el año 1902 se aplicó a raíles de ferrocarril en Budapest y el tiempo de soldadura se disminuyó con la aplicación del precalentamiento del molde [5]. Las reacciones aluminotérmicas son las siguientes:

En algunos casos, se ha utilizado también el silicio y el magnesio en lugar del aluminio. La termita es una mezcla que consta principalmente de magnetita (Fe3O4) y polvo de aluminio. Las proporciones de cada componente son 3 partes de óxido por una parte de aluminio.

Figura 1.15 Proceso de soldadura con termita [6] El proceso de soldadura con termita se aplica en espesores grandes (>100 mm) en las vías de sistemas de transportación por ferrocarril [1]. Los raíles de ferrocarril presentan diferentes tipos de deterioros entre los cuales se encuentran: impacto, fatiga, desgaste, grietas, porosidad, etc.; estos se pueden reparar por procesos de soldadura manual y semiautomática por arco eléctrico [7]; no obstante en el caso de la soldadura de raíles, el proceso de soldadura con termita es el más conveniente. Soldadura con llama Comprende el grupo de procedimientos de soldadura que utiliza la llama que se produce en el quemado de gases combustibles con el oxígeno. Con la llama se

funden localmente los bordes de soldadura y el material de aporte, en caso de utilizarlo. Soldadura por arco eléctrico. Comprende el grupo de procesos de soldadura que utiliza el calor desarrollado por el arco eléctrico. El arco se produce entre un electrodo y el metal base, o entre dos electrodos, y funde localmente los materiales a unir. Estos procesos pueden trabajar con corriente alterna (CA) o con corriente directa (CD). Soldadura por arco eléctrico manual En este proceso el arco eléctrico surge como una descarga eléctrica en un medio gaseoso altamente ionizado entre un electrodo y la pieza a soldar, tal y como se observa en la figura 1.16.

Figura 1.16. Esquema del arco eléctrico empleando la soldadura manual [8] En el proceso el soldador es el encargado de establecer el arco eléctrico (cebado), alimentar el electrodo al baño metálico, mover el electrodo y desplazarlo a una velocidad lo más uniforme posible, y todo esto tratando de mantener una longitud del arco constante. Soldadura automática por arco eléctrico bajo arco sumergido Los procesos de soldadura automática tienen como objetivo el de aumentar la productividad del trabajo y esto se logra, entre otros cosas aumentando la densidad de la corriente y eliminando el cambio de electrodos, mediante el uso del material de aporte con un rollo de alambre desnudo; en el caso de la soldadura bajo arco sumergido el arco eléctrico se logra bajo un colchón de fúndente que cumple, entre otros aspectos, las funciones del revestimiento del electrodo en la

soldadura manual. En la figura 1.17 se muestra un esquema del proceso de soldadura automática bajo arco sumergido.

Figura 1.17. Soldadura automática bajo arco sumergido Soldadura semiautomática por arco eléctrico con electrodo consumible en atmósfera de gas protector inerte (MIG). Estos

procesos de soldadura por fusión se designan por las iniciales de su

denominación en idioma inglés (Metal Inert Gas). En estos procesos la protección del baño metálico se garantiza con un gas inerte que rodea el arco eléctrico y que no reacciona con el mismo. Soldadura semiautomática por arco eléctrico con electrodo consumible en atmósfera de gas protector activo (MAG). Estos procesos de soldadura por fusión se designan por las iníciales de su denominación en idioma inglés (Metal Active Gas). En estos procesos la protección del baño metálico se garantiza con un gas activo (CO2) que rodea el arco eléctrico y que reacciona con el mismo. El proceso es similar al anterior con la diferencia de que el gas protector es un gas activo como el CO2.

Soldadura por arco eléctrico con electrodo refractario en atmósfera de gas protector inerte (TIG). Este proceso de soldadura por fusión se designa por las iníciales de su denominación en idioma inglés. (Tungsten Inert Gas) En estos procesos el calor se produce por el arco eléctrico entre un electrodo refractario (no consumible) y la pieza a soldar. El electrodo para conducir la corriente es de tungsteno o una aleación de este. El material base calentado, el metal fundido y el electrodo refractario son protegidos por una atmósfera de gas inerte alimentado de un balón de gas a través del soplete. Un esquema del proceso se ilustra en la figura 1.18.

Figura 1.18 Soldadura por arco eléctrico con electrodo refractario en atmósfera de gas protector inerte (TIG). Soldadura por fricción Utiliza el calor que se desarrolla en la fricción mutua entre los materiales a unir; es decir, el calor necesario para realizar la soldadura se logra por el cambio de energía mecánica en energía calórica.

Figura 1.19 Soldadura por fricción Un esquema de este procedimiento se muestra en la figura 1.19. Una de las piezas a soldar se coloca en el plato de sujeción del torno, de modo que exista contacto con la otra pieza que se encuentra inmóvil en la contrapunta. Cuando la pieza rota, se crea una fricción en las superficies de contacto que desarrolla calor. Cuando se alcanza la temperatura de soldadura, se para la rotación de la pieza y luego ambas se comprimen y se sueldan. Los bordes de soldadura deben estar limpios de grasas y otras impurezas, en general, los bordes sucios dificultan la soldadura pero no la evitan, ya que las impurezas son quemadas y expulsadas de la zona de la unión. En la unión soldada terminada queda una rebaba. Se pueden soldar aceros al carbono y aleados, cobre, aluminio y sus aleaciones. Soldadura por resistencia eléctrica El calor necesario para fundir localmente los materiales a unir, se logra con el paso de una corriente eléctrica a través de un circuito, una parte del cual está constituido por los bordes de soldadura. La unión se completa con la fuerza que actúa sobre las piezas a soldar. La energía calórica Q desarrollada por una corriente de intensidad I al atravesar un circuito de resistencia óhmica R durante el tiempo dt, está dada por la clásica fórmula de Joule: t

Q = 0.239∫ I 2 Rdt

[J, A,Ω, s ] (4)

0

Donde: R.- Resistencia eléctrica [Ω] I.- Intensidad de corriente [A]. t.- Tiempo de soldadura. [s].

La resistencia eléctrica R que aparece en la fórmula anterior, es la suma de varias componentes, tal como se muestra en la figura 1.20.

Figura 1.20 Soldadura por resistencia eléctrica R = R1 + R2 + R3 + R4 + R5 (5) Donde R1 y R5, son las resistencias de contacto entre el electrodo y los materiales a unir; R2 y R4 son las resistencias propias de los materiales y depende de la naturaleza del metal o aleación, y R3 es la resistencia de contacto entre ambos materiales y su valor ha de ser grande, pues es la que interviene directamente en la fusión de los bordes de soldadura. La energía mecánica se desarrolla por la presión ejercida sobre los electrodos durante las diversas fases del ciclo de soldadura. Al comienzo, durante el período de acercamiento, la presión tiene como objeto romper la capa de óxido con el fin de asegurar el contacto entre las chapas que se han de soldar; durante el período del paso de la corriente además de mantener en posición las chapas y facilitar el paso de dicha corriente, el efecto de la presión es eliminar el rechupe que tiende a formarse y completar la unión soldada. Según el modo de aplicación de la energía calórica y de la presión, la soldadura por resistencia eléctrica puede ser: por puntos, cordón, prensa y resistencia pura.

Soldadura por ultrasonido Por los bordes de soldadura comprimidos se hace pasar una vibración mecánica de frecuencia ultrasónica. El proceso de soldadura se efectúa sin suministrar energía calórica. Con este procedimiento se sueldan los bordes de soldadura por la acción simultánea de una energía de frecuencia ultrasónica y una fuerza de compresión. Para realizar la unión soldada es necesario un generador de ondas (oscilador) con una potencia de varios Kw. 1.2 PARTICULARIDADES DE LOS PROCESOS METALURGICOS EN LOS PROCESOS DE SOLDADURA. Los procesos de fusión y solidificación de los metales, que en la mayoría de las ocasiones originan cambios en la composición química y en la estructura cristalina, se denominan metalúrgicos. La soldadura también es un proceso metalúrgico, que presenta dos caracteres esenciales estos son: la fusión y la localización de ésta. La soldadura considerada como un proceso de fusión solamente es semejante a tres procesos muy conocidos que son: proceso de fundición, de tratamiento térmico y metalúrgico. Se asemeja a un proceso de fundición debido a que se lleva el material hasta el estado líquido, para que luego se solidifique en un molde, el cual lo constituyen los bordes de soldadura, con la particularidad de que las paredes de este molde, o sea los bordes generalmente participan en el proceso de fusión; a un proceso de tratamiento térmico debido a que las paredes adyacentes a la zona fundida están sometidas a un calentamiento y enfriamiento en estado sólido, que es variable de acuerdo con la distancia a que se encuentre el punto considerado de la zona fundida y que, por lo tanto, se considera como un tratamiento térmico variable de acuerdo a la distancia del punto considerado en el material base adyacente a esta zona, y por último como un proceso metalúrgico debido a las reacciones que ocurren entre la zona fundida y el medio que rodea ésta durante la solidificación, que bien puede ser un fundente, un gas protector, etc. Sin embargo, considerando el segundo carácter de los procesos de soldadura, es este el que los diferencia de los tres anteriores, debido a que si la fusión fuese

total se pudiera considerar como un proceso de fundición acompañado de reacciones metalúrgicas, si por el contrario el calentamiento fuese total se pudiera considerar como una operación de tratamiento térmico. A modo de resumen se pueden considerar los procesos de soldadura también como procesos metalúrgicos, pero diferenciándolos de estos por las siguientes particularidades: 1. Ocurren a altas temperaturas de calentamiento. 2. Se efectúan a una gran velocidad. 3. Los volúmenes de metal calentado y fundido son pequeños. 4. La conducción del calor de la zona fundida hacia el material base en estado sólido es muy rápida. 5. En la zona fundida actúan los gases y las escorias que lo rodean durante la ejecución del proceso. 6. El material de aporte se emplea para formar parte del material de la costura y en muchas ocasiones tiene una composición química diferente a éste. Las altas temperaturas de calentamiento durante los procesos de soldadura aceleran rápidamente los procesos de fusión del material de aporte, material base, revestimientos y fundentes, teniendo lugar durante este proceso la evaporación, salpicaduras y la oxidación de los materiales y elementos que participan en las reacciones químicas de la zona fundida. A estas altas temperaturas las moléculas de oxígeno, nitrógeno e hidrógeno se descomponen parcialmente en átomos, alcanzando una actividad química mayor que en estado molecular y ocasionan la oxidación de los elementos, la saturación del metal con nitrógeno y la absorción de hidrógeno con más intensidad en estos procesos de soldadura, que en los procesos metalúrgicos propiamente dichos. Los pequeños volúmenes de metal fundido y la rápida conducción del calor hacia el material base ocasionan la corta duración de las reacciones químicas en la zona fundida, las cuales no siempre pueden llegar hasta el final. Por otro lado, tenemos la aceleración de los procesos de solidificación y cristalización del metal de esta zona, lo cual se refleja en la estructura final de la misma, así como también en la zona de influencia térmica.

La composición química, la estructura y la densidad del material de la costura dependen de composición química del material base y de aporte, del tipo de gas que rodea a esta zona, del régimen de soldadura, etc. Las particularidades estudiadas de los procesos metalúrgicos durante la soldadura dificultan la obtención de uniones soldadas de elevada calidad, sobre todo cuando se trata de materiales sensibles al rápido calentamiento y enfriamiento, debido a que estos pueden presentar dificultades, tales como: oxidación de algunos elementos, porosidad, agrietamiento, formación de estructuras de temple, etc. Por esta razón a la hora de fabricar o reparar una pieza mediante los procesos de soldadura se debe proyectar una tecnología correcta que tengan en cuenta factores tales como: material de aporte y régimen de soldadura adecuados, revestimientos y fundentes correctos, aplicación de un precalentamiento y en algunos casos también de un tratamiento térmico posterior, etcétera. 1.3. ESTUDIO DE LA ZONA FUNDIDA Y DE INFLUENCIA TÉRMICA En la mayoría de los procesos de soldadura se utilizan formas de energía a base de calor y/o presión concentrados y en muchas ocasiones estas pueden ser móviles o estacionarias, ocasionando efectos diferentes en las piezas a unir. En el presente capítulo se estudia la influencia de diferentes factores de los procesos de soldadura en los cambios estructurales en las piezas en las dos zonas más importantes de las uniones soldadas que son la fundida y la de influencia térmica. Fuentes de calor. Ciclos térmicos. Existe un gran número de procesos de unión de materiales que utilizan de una forma u otra fuentes de calor, las cuales pueden lograr fundir o no las piezas que serán objetos de dicha unión, entre estos tenemos los siguientes: procesos de soldadura por arco eléctrico, con llama, con termita, por resistencia eléctrica por fricción, etc, pero todos tienen la particularidad de lograr la unión soldada en una zona relativamente pequeña. Estas fuentes de calor pueden o no desplazarse para obtener la unión de las piezas en una longitud determinada, tal como ocurre en los procesos de soldadura por arco eléctrico, con llama, por resistencia eléctrica (cordón) o en una zona específica con la fuente de calor estacionaria,

como por ejemplo, en los procesos de soldadura por fricción, por resistencia eléctrica (puntos), etcétera. La aplicación de estas dos formas de fuentes de calor concentradas, es decir, las móviles y las estacionarias originan en la zona de unión de las piezas calentamientos y enfriamientos más o menos prolongados, lo cual ocasiona que las uniones soldadas estén sometidas a variaciones o ciclos térmicos. Las fuentes de calor que se utilizan en los procesos de soldadura por arco, con llama, por resistencia eléctrica, etc., tienen la particularidad de tener la máxima cantidad de calor o temperatura en el centro disminuyendo paulatinamente hacia los extremos, esto, conjuntamente con el desplazamiento o no de dichas fuentes de calor, ocasiona la fusión o el calentamiento de una zona localizada, lo cual conlleva a cambios estructurales en la zona de unión que dependen entre otras cuestiones de la forma de distribución de calor en la fuente utilizada. Estos cambios estructurales están determinados en general por el ciclo térmico a que está sometida la zona de unión de las piezas, el cual depende de muchos factores entre los que se pueden citar los siguientes: naturaleza de la fuente, parámetros energéticos empleados (intensidad de corriente eléctrica, tensión eléctrica, poder de combustión, velocidad de desplazamiento de la fuente de calor; uniformidad o no en este desplazamiento; distancia de la fuente de calor a la pieza, tipos de gases que rodean la zona de unión, etcétera. Los ciclos térmicos a que están sometidas las piezas, están determinados esencialmente por las formas de entrega de calor a éstas y pueden ser más o menos severos, ocasionando en mayor o menor grado problemas tales como: deformaciones, tensiones residuales que pueden en muchos casos originar el agrietamiento o la rotura total de las piezas y cambios estructurales en éstas. Estos problemas tienen relación directa con 3 cuestiones fundamentales que son: el alto gradiente térmico de la zona de influencia térmica; la susceptibilidad de las piezas a la deformación y el agrietamiento, y en muchas ocasiones el desarrollo de los procesos de soldadura en piezas que no tengan libre dilatación, o sea, que la dilatación durante el calentamiento y la contracción durante el enfriamiento, estén limitadas.

Zonas estructurales de las uniones soldadas El estudio metalúrgico en los procesos de soldadura requiere la consideración de cambios físico - químicos o estructurales en la zona de fusión del material y de cambios en las propiedades mecánicas y estructurales en la región adyacente a ésta. Estos fenómenos se deben analizar integrando tres consideraciones fundamentales que son: el material de la costura se funde y solidifica bajo condiciones similares a la de los procesos de fundición, donde los bordes de soldadura juegan en papel similar a los del molde; el material adyacente a la zona de fusión no se funde, pero se encuentra a altas temperaturas las cuales disminuyen desde el centro de la fuente de calor hacia la zona no calentada, esto ocasiona que esta parte de la pieza se encuentre sometida a un tratamiento térmico variable de acuerdo con el punto considerado y por último las reacciones químicas que ocurren en la zona de fusión. Sin embargo, independientemente de este análisis integral debe diferenciarse que todos estos fenómenos ocurren en una zona relativamente pequeña. Analizando la macroestructura de una unión soldada se pueden distinguir dos partes fundamentales, tal como se observa en la figura 1.1, que son: la zona fundida y la de influencia térmica. La zona fundida la constituye el material líquido que se ha solidificado y en el cual ocurren toda una serie de transformaciones físico-químicas o estructurales. Esta zona está compuesta algunas veces solamente del material base fundido, pero en la mayoría de las ocasiones está compuesta por la fusión del material base con el de aporte, dependiendo la relación de estos, en la costura, de factores tales como: tipo de proceso utilizado, parámetros energéticos, diámetro del material de aporte, etc; por ejemplo, en los procesos de soldadura manual por arco eléctrico la cantidad de material base que pasa a la costura es aproximadamente un 10 % del total de esta, mientras que en los procesos de soldadura automática bajo fundente con diámetros de electrodos entre 4 y 5 mm, esta cantidad se eleva hasta un 50%. El material de la zona fundida se diferencia del material de aporte por su composición química, estructura y propiedades.

La zona de influencia térmica es la zona del material base adyacente a la zona fundida que no ha sufrido fusión, pero que producto del calentamiento o aplicación de otras formas de energía se producen cambios en la microestructura que pueden variar las propiedades mecánicas. En esta zona se origina un tratamiento térmico variable, de acuerdo con la distancia desde el centro de la costura a las zonas adyacentes de esta, hasta el punto de la mínima temperatura de transformación del material en cuestión. En este tema se estudian las transformaciones que ocurren en la zona fundida y en la zona de influencia térmica desde un punto de vista general, debido a que en temas posteriores se particularizan los fenómenos concernientes a diferentes tipos de materiales tales como: aceros al carbono, aleados, hierros fundidos, etc., cuando se estudia la soldabilidad de cada uno de ellos. Zona fundida. Formación de la costura El material que compone la zona fundida puede tener la misma composición química que el material base, como ocurre en las uniones soldadas ejecutadas sobre bordes rectos sin material de aporte en procesos de soldadura por arco, con llama, por resistencia eléctrica, etc., o puede tener una composición química resultante de la mezcla del material base y aporte cuando este último se utiliza en el proceso. Existen condiciones que ayudan a una variación en la composición química final de la zona fundida o costura, éstas son: las altas temperaturas del proceso, los fundentes y los revestimientos, tipo de proceso utilizado, etc. Sin embargo, estas cuestiones tienen su regulación con el objetivo de obtener una zona fundida con la calidad requerida. En la zona fundida donde el metal pasa del estado líquido al sólido, ocurren toda una serie de transformaciones físico-químicas o estructurales. Zona de influencia térmica (ZIT) La zona de influencia térmica (ZIT) es la es la parte del material base que no ha sido fundida, pero que producto del calentamiento o aplicación de otras formas de energía, propias de los procesos de soldadura, se producen cambios macro y micro estructurales que pueden variar las propiedades mecánicas de esta.

La distribución de la temperatura en esta zona está relacionada con la de fuente utilizada en el proceso, y siempre disminuye desde el centro de la costura hacia el material base no calentado, por esta razón en ella existe un tratamiento térmico variable de acuerdo con la distancia a que se encuentre el punto considerado del centro de la costura. Esta distribución de la temperatura en la zona de influencia térmica, depende del ciclo térmico impuesto a ella, que es función de: el proceso de soldadura, el método de soldeo, tipo y espesor del material, parámetros energéticos etc. El ciclo térmico de soldeo determina en cada punto de la zona de influencia térmica un tratamiento térmico distinto, definidos cada uno de ellos por la máxima temperatura

alcanzada

y

la

velocidad

de

enfriamiento,

por

tanto,

las

transformaciones que ocurren en esta zona dependen principalmente de estos dos factores. La zona de influencia térmica se divide para su estudio en tres partes fundamentales de acuerdo con tres isotermas principales que no son más que puntos de igual temperatura en dicha zona a 700, 900 y 1100 °C. Estas zonas para los aceros son: sobrecalentamiento, recocido y la de primera transformación, tal como se muestra en la figura 1.21.

Figura 1.21. Partes de la zona de influencia térmica La zona de sobrecalentamiento se encuentra entre la frontera del material de la costura fundido con el material base no fundido (zona de transición) y la isoterma de 1 100 °C, en esta se produce un crecimiento del grano apreciable. La zona de recocido se encuentra, entre la isoterma de 900 y la de 1 100°C y la zona de la primera transformación entre la isoterma de 900 y la de 700 °C, en esta pueden aparecer fenómenos secundarios, tales como: formación de cementita secundaria,

precipitación de nitruros de hierro (Fe4 N), etc. Después de la isoterma de 700 °C, se encuentra para los aceros, el material base calentado pero no afectado térmicamente. El proceso de crecimiento de los granos en los aceros depende de dos factores: temperatura alcanzada y tiempo de permanencia a esta temperatura. FACTORES QUE INFLUYEN EN LA FORMA Y DIMENSIONES DE LA ZONA DE INFLUENCIA TÉRMICA. La forma y dimensiones de la zona de influencia térmica dependen de varios factores, los principales son: naturaleza y espesor del material base a soldar, proceso de soldadura utilizado, intensidad de corriente eléctrica, velocidad de soldadura y uniformidad de la misma, método de soldeo, tamaño de la boquilla, etc. Los metales que tienen menor conductividad térmica tienen una zona de influencia térmica de mayor tamaño, debido a que retienen el calor durante un tiempo más grande, sin embargo al aumentar el espesor de la plancha la zona de influencia térmica alcanza un valor menor, debido a que el volumen del material alrededor del punto es mayor y, por lo tanto, la conducción del calor es más grande. En el proceso de soldadura con llama oxiacetilénica la zona de influencia térmica es mayor que en los procesos de soldadura por arco, debido a que la fuente de calor en la soldadura con llama está menos concentrada y que los volúmenes de metal que se depositan son mayores. El aumento de la intensidad de la corriente provoca un crecimiento de la zona de influencia térmica. Al aumentar la velocidad de soldadura se disminuye el ancho de la zona de influencia térmica, debido a que se disminuye la energía térmica por unidad de longitud; la uniformidad de la velocidad de soldadura determina en un mayor o menor grado el ancho de esta zona. En planchas gruesas la zona de influencia térmica es más estrecha cuando se suelda con el método a derechas en comparación con el de izquierdas, sin

embargo, en planchas delgadas el método a derechas produce una zona de influencia térmica más ancha. La zona de influencia térmica tendrá un ancho menor cuando se seleccione el tamaño de boquilla adecuado. 1.4. SOLDABILIDAD DE LOS METALES El término de "soldabilidad" puede ser definido de forma general como la reacción del material al efecto del proceso de soldadura en cuestión. De una manera mas amplia como la capacidad de los materiales para ser soldados manteniendo sus propiedades físico - químicas y estructurales [6]. En general es la capacidad que tienen los materiales de la misma o de diferente naturaleza, para ser unidos de forma indesarmable mediante los procesos de soldadura sin presentar transformaciones estructurales perjudiciales, tensiones o deformaciones que puedan ocasionar alabeos o agrietamientos en el material en cuestión u otros problemas concernientes al punto de fusión de estos o de sus óxidos, defectos, etc. La soldabilidad de un material constituye una propiedad del mismo muy compleja y en muchas ocasiones queda condicionada a variaciones metalúrgicas o a propiedades de estos. Esto significa que un material tendrá buena soldabilidad, cuando se pueda lograr una unión soldada con propiedades mecánicas y fisicoquímicas adecuadas, por cualquiera de los procesos de soldadura existentes y sin la necesidad de utilizar técnicas auxiliares. La soldabilidad de un material encierra tres aspectos esenciales bajo los cuales queda dividida su definición, estos son: metalúrgicos, operatorios y constructivos. La soldabilidad metalúrgica es la capacidad que tienen los materiales de la misma o de diferente naturaleza, para ser unidos de forma indesarmable mediante los procesos de soldadura, sin presentar transformaciones estructurales en la unión soldada o variaciones en las propiedades químicas de esta, que ocasionen cambios en las propiedades mecánicas o químicas del material, tal como ocurre en el primer caso, en los aceros aleados donde existe la posibilidad de formarse estructuras de martensita y en el segundo caso como sucede en los aceros

inoxidables austeníticos al cromo níquel, que al precipitarse los carburos de cromo disminuye su resistencia a la corrosión. La soldabilidad operatoria responde en sí, a la operación de soldadura, en lo que respecta a las cuestiones tecnológicas de ejecución de las uniones soldadas por cualquier proceso de soldadura, ya sea por fusión, con calor y presión, y solo por presión; por ejemplo, si un metal o su óxido tienen una temperatura muy alta con respecto a los procesos de soldadura con llama oxiacetilénica o arco eléctrico, no se podrá obtener una unión soldada continua y, por lo tanto, tendrá una soldabilidad operatoria regular tal es el caso del aluminio y sus aleaciones o el de los aceros aleados al cromo que forman los óxidos de aluminio (Al2O3) y de cromo que dificultan la obtención de una unión soldada adecuada. La soldabilidad operatoria regular de estos materiales se mejora con la utilización de fundentes o revestimientos que disuelven estos óxidos, por lo cual queda en estos casos condicionada la soldabilidad de estos materiales a éste recurso tecnológico. La soldabilidad constructiva concierne a propiedades físicas del material, tales como las de dilatación y contracción, que provocan tensiones o deformaciones, las cuales pueden originar el agrietamiento de la unión soldada, como por ejemplo sucede en los hierros fundidos que por su poca plasticidad no tienen la capacidad de absorber deformaciones y hay que recurrir también a recursos tecnológicos para evitar esta soldabilidad condicionada. Se considera que un material tiene buena soldabilidad cuando cumple con los tres aspectos anteriores y soldabilidad regular o condicionada, cuando no cumple alguno de ellos, pero que por medio de soluciones tecnológicas se puede obtener una unión soldada de calidad. Un material tendrá mala soldabilidad cuando los problemas o aspectos anteriormente citados no se pueden resolver para la obtención de una unión

indesarmable con buenas propiedades mecánicas y

químicas. Factores que influyen en la soldabilidad El concepto de soldabilidad analizado integralmente se enfoca hacia la obtención de una unión soldada que pueda cumplir los requisitos técnicos para lo cual ella esta diseñada y sobre este concepto influyen toda una serie de factores tales

como: procesos de soldadura, naturaleza del material base antes de la ejecución del proceso, influencia de los elementos aleantes, tecnología y secuencia de soldadura, velocidad de enfriamiento, energía o calor suministrado y temperatura de precalentamiento, espesor del material base y tipo de unión soldada, características térmicas del material base, etcétera. Estos factores son los que fundamentan los pasos tecnológicos que sirven para solucionar problemas de soldadura. a) Proceso de soldadura Los procesos de soldadura entre materiales iguales o diferentes tienen una influencia determinante en la soldabilidad de los mismos. Se conoce la diferencia existente en el tamaño, forma y orientación de los granos, entre los procesos de soldadura con llama oxiacetilénica y arco eléctrico, y el efecto que esto produce sobre la soldabilidad de los metales. La variación de factores tales como: proceso de soldadura, polaridad de la corriente, gas protector, diámetro del electrodo o varilla, etc., tienen una influencia determinante en las características anteriormente expuestas sobre el grano del metal. b) Naturaleza del material base antes de la ejecución del proceso. La naturaleza del material base antes de la ejecución del proceso de soldadura puede tener una influencia marcada en la soldabilidad de los materiales. El estado de la superficie del metal y las propiedades mecánicas y químicas tienen un efecto decisivo en la obtención de una buena unión soldada. En la superficie del material base antes de ser soldado, existe la posibilidad de que se encuentre determinada cantidad de humedad, la cual puede ser la causante de la adición de hidrógeno en la zona fundida y ocasionar los poros o el agrietamiento debido al hidrógeno. Otros elementos que contaminan la superficie del material y afectan la soldabilidad, son el azufre y el plomo, los cuales tienen tendencia a la formación de constituyentes de bajo punto de fusión. Los óxidos como la herrumbre y las costras sobre materiales ferrosos, pueden afectar la fusión durante el desarrollo del proceso, otros óxidos de titanio o aluminio, los cuales tienen un elevado punto de fusión, pueden también evitar una fusión adecuada.

La composición química del material base tiene una influencia determinante en la soldabilidad de los materiales, quizás sea éste uno de los factores mas importantes al respecto, ya que por ejemplo, no es la mismo soldar un acero de bajo contenido de carbono que uno de elevado contenido de éste, donde con el aumento del contenido carbono se aumenta la templabilidad y se disminuye la soldabilidad. c) Influencia de los elementos aleantes Los elementos aleantes que se añaden intencionalmente, durante los procesos de soldadura influyen en las características mecánicas y metalúrgicas de la zona fundida y de la zona de influencia térmica. Estos elementos se adicionan por una o varias de las siguientes causas: formación de soluciones sólidas y aumento de las propiedades mecánicas, favorecer la desoxidación del metal fundido sin la pérdida de elementos aleantes iníciales, aumento o disminución de la dureza en la zona de

influencia

térmica,

formación

de

precipitados

que

endurecen

por

envejecimiento, formación de carburos, favorecer el control del aumento del tamaño del grano, reducir las segregaciones, aumento o disminución de la temperatura de transformación del estado dúctil al frágil, controlar la cantidad, distribución y forma de las inclusiones. La selección de la secuencia y tecnología de soldadura más adecuada, depende de las características del material base y del servicio que posteriormente este necesite realizar. d) Tecnología y secuencia de soldadura. La tecnología y secuencia de soldadura en cada caso están encaminadas a eliminar los problemas que afectan a la soldabilidad del material en cuestión, ya que solamente se hace necesario y económico aplicar tecnologías especiales de soldadura, cuando se presentan problemas específicos en la soldabilidad del material, esto puede ocurrir cuando la composición química del material no sea totalmente satisfactoria, cuando las propiedades físicas o estructurales del material base, del material de aporte o ambas, son diferentes o cuando las tensiones residuales que se obtienen son altas.

Una tecnología y secuencia de soldadura correctas pueden disminuir o eliminar deformaciones, agrietamientos del material base y la costura, porosidad, etc. La utilización de pasadas o cordones anchos pueden evitar el agrietamiento durante el enfriamiento. Las secuencias o métodos de soldadura "hacia atrás" en forma de "cascada", etc., disminuyen el calor impuesto a la costura y, por lo tanto, reducen la contracción. Siempre que sea posible se aconseja que la dirección de los cordones o pasadas sean hacia el lado libre de la unión, para garantizar la libre dilatación de esta y evitar así el peligro del agrietamiento. El calentamiento posterior al proceso de soldadura debe aplicarse inmediatamente después de realizar la unión soldada, sobre todo en los aceros al carbono y bajo aleados, con el objetivo de disminuir el enfriamiento y el agrietamiento, aunque este calentamiento puede evitar la formación de las grietas él no las elimina una vez de estar formadas. e) Velocidad de enfriamiento La cantidad de calor cedido al material base, el precalentamiento en caso de utilizarse y el tipo de proceso empleado, determinan la velocidad de enfriamiento de la zona fundida y de la zona de influencia térmica. f) Energía suministrada y temperatura de precalentamiento. La cantidad de calor impuesto a las uniones soldadas en el desarrollo de los procesos de soldadura se denomina "energía suministrada" y "temperatura de precalentamiento", es aquella que alcanza el material base por la aplicación de energía en forma de calor un pequeño tiempo antes de ejecutar los procesos de soldadura; ambos factores tienen un efecto significativo en la soldabilidad de los metales. g) Espesor del material base y tipo de unión soldada. Se nota que al aumentar el espesor de la plancha la velocidad de enfriamiento tiende a aumentar, debido a que la conducción del calor es mayor, mientras que el tiempo a elevadas temperaturas tiende a disminuir.

La velocidad de enfriamiento es mayor en uniones en T que en uniones a tope, lo cual se debe a que los caminos de dispersión del calor en las uniones en T son mayores que en las uniones a tope. h) Características térmicas del material base. Las características térmicas del material base se evalúan a partir del concepto de difusividad térmica, que no es más que la razón entre la conductividad térmica del material y el producto de la densidad por el calor específico, tal como se muestra en la siguiente fórmula: Dt =

t f .c

(1.6) Donde: Dt - difusividad térmica (cm²/s) t - conductividad térmica ( J/s.cm².°C) f - densidad (g/cm3) c - calor específico (J/g.°C)

Los materiales que tienen una difusividad térmica elevada provocan velocidades de enfriamiento grandes y tiempos a elevadas temperaturas muy cortos en el ciclo térmico de una costura soldada, tal es el caso del aluminio con respecto al hierro. Esto ocasiona que la temperatura en la superficie del material sea menor producto de que el calor se transfiere por conducción mas rápidamente al resto de la masa del material dificultando la realización del proceso de soldadura. i) Transformaciones estructurales. En las uniones soldadas existe un amplio rango de temperaturas, desde el punto de fusión en la costura hasta el material base no afectado; el rápido calentamiento y enfriamiento propio de los procesos de soldadura posibilita el surgimiento de transformaciones estructurales con las siguientes características: - Tendencia al crecimiento del grano. - Tendencia a la formación de estructuras de mayor volumen específico. - Disminución de algunas propiedades mecánicas.

1.5.

CLASIFICACION

DE

LOS

ACEROS

SEGUN

SU

GRADO

DE

SOLDABILIDAD. Se ha expresado que la soldabilidad de un material es una propiedad muy compleja y que en esencia queda condicionada a problemas metalúrgicos, operatorios y constructivos, de esto se desprende que la clasificación de los aceros, según su grado de soldabilidad, no es una cuestión fácil de determinar, sin embargo analizando la soldabilidad de un material desde el punto de vista integral como la capacidad de estos para ser unidos mediante procesos de soldadura y teniendo como uno de los criterios más importantes la soldabilidad metalúrgica, se pueden clasificar en tres grupos : soldabilidad buena, regular y mala. Soldabilidad buena Los aceros pertenecientes a este grupo son aquellos que pueden ser unidos mediante procesos de soldadura, sin que durante el desarrollo del proceso se presenten problemas, tales como: defectos, dificultad de ejecución del proceso, etc. Estos aceros tienen en general buena soldabilidad metalúrgica, operatoria y constructiva y entre algunos de ellos tenemos: aceros al carbono con contenidos de este elemento en cantidades menores a 0,3 %, aceros ligeramente aleados en los cuales la relación entre la suma de los elementos aleantes y el contenido de carbono no sobrepasan ciertos límites de valores. Soldabilidad regular Los aceros pertenecientes a este grupo son aquellos que pueden ser unidos mediante procesos de soldadura pero aplicando técnicas auxiliares, tales como: precalentamiento, tratamiento térmico posterior, fundentes especiales, etc. Cuando se aplican correctamente estas técnicas auxiliares la unión soldada es de buena calidad. En general estos aceros tienen algunos problemas en la soldabilidad metalúrgica, operatoria o constructiva y entre ellos tenemos los siguientes: aceros al carbono con contenidos de este elemento en valores entre 0,3 y 0,59 %, aceros ligeramente aleados en los cuales la relación entre la suma de los elementos aleantes y el contenido de carbono no sobrepase ciertos valores Algunos autores tienen tendencia a dividir este grupo en otros dos que son: los de soldabilidad satisfactoria y limitada.

Soldabilidad mala. Los aceros pertenecientes a este grupo no pueden ser unidos mediante los procesos de soldadura para obtener una unión soldada de calidad, inclusive con las técnicas auxiliares mencionadas anteriormente. Estos aceros tienen mala soldabilidad metalúrgica, operatoria o constructiva y entre algunos de ellos tenemos: aceros al carbono con contenidos de este elemento en cantidades superiores al 0.6% y aceros aleados en los cuales la relación entre la suma de los elementos aleantes y el contenido de carbono no sobrepasen ciertos valores. 1.6. AGRIETAMIENTO DE LAS UNIONES SOLDADAS. Los procesos de fabricación o reparación de piezas en industria mecánica tienen como objetivo la obtención de piezas con determinada calidad, sin embargo, esto no es siempre posible pues se pueden obtener productos con defectos; en los procesos de soldadura ocurren diferentes tipos de ellos entre los cuales se encuentran: grietas, falta de penetración, poros, etc. El más peligroso es el primero y ocasiona una unión soldada con poca resistencia mecánica. Por ser este defecto el más grave se le dedica un estudio más amplio. El estudio del agrietamiento de las uniones soldadas se enfoca desde dos puntos de vista: - Metalúrgico. - Tecnológico. Estudio metalúrgico. Se conoce que estructuralmente las uniones soldadas se dividen en dos partes: zona fundida y zona de influencia térmica, debido a que las características de estas zonas son diferentes, el estudio del agrietamiento también se divide en dos partes, que son: agrietamiento de la zona fundida y en zona de influencia térmica. El agrietamiento en la zona fundida en general está relacionado con el tipo de material de aporte utilizado, el método de ejecución del proceso empleado, la formación de defectos tales como: inclusiones sólidas y gaseosas, etc. El agrietamiento en la zona de influencia térmica y dentro de esta, en la zona de transición, tienen una relación muy directa con la soldabilidad del material base o con factores que afectan la fragilidad, tales como: precipitación de carburos,

formación de fase σ, absorción de hidrógeno, etc. En muchas ocasiones las grietas surgen en unas de estas zonas y se prolongan hasta la otra. En general lo más frecuente es que las grietas en la zona de influencia térmica se produzcan a temperaturas bajas, alrededor de 200 °C inclusive después de varias horas o varios días de haber realizado la unión soldada. Estudio tecnológico. Desde el punto de vista tecnológico las grietas pueden dividirse en 3 grupos principales: - Grietas en frío. - Grietas en caliente. - Grietas laminares. Las grietas se pueden producir durante el período de solidificación del metal, las cuales pueden seguir el contorno de las dendritas, o se pueden formar en el estado sólido a altas temperaturas, como es el caso de las grietas intercristalinas de la zona fundida o en las aleaciones cuyas propiedades en caliente no son adecuadas, tales como por ejemplo, los aceros inoxidables austeníticos. En general el surgimiento de las grietas puede ser como la suma parcial de varios factores o causas, o solo por una de ellas, lo cual es necesario investigar en cada caso en cuestión. Los caminos que pueden seguir las grietas son los siguientes: interdendríticas, las que se producen en caliente, intercristalinas, las que siguen el contorno de la red cristalina del metal y extra cristalinas, las que siguen otro camino. Desde el punto de vista de su tamaño las grietas se pueden clasificar en: microgrietas, las que se observan con aumentos grandes; grietas, las que se observan a simple vista o con pequeños aumentos y roturas las que se observan a simple vista sin aumento. 1.6.1. ESTUDIO METALURGICO DEL AGRIETAMIENTO. En el estudio metalúrgico del agrietamiento se analiza el problema en la zona fundida y en la zona de influencia térmica.

AGRIETAMIENTO EN LA ZONA FUNDIDA. CAUSAS METALÚRGICAS Y SECUNDARIAS. Las grietas que se forman en la zona fundida de una unión soldada, generalmente surgen a altas temperaturas y durante el periodo de solidificación del metal, como por ejemplo, el caso de las grietas que surgen en el cráter que se forma al terminar un cordón o una pasada en los procesos de soldadura. Las causas que pueden provocar el surgimiento de las grietas en la zona fundida pueden dividirse en dos grupos: causas metalúrgicas y secundarias CAUSAS METALÚRGICAS Las causas metalúrgicas del agrietamiento en la zona fundida pueden dividirse en tres aspectos principales, los cuales se estudian a continuación: condiciones de enfriamiento desde el estado líquido, transformaciones estructurales en la zona fundida y propiedades en caliente de los aceros. 1. Condiciones de enfriamiento desde el estado líquido. Las condiciones de enfriamiento desde el estado líquido, puede ocasionar el surgimiento de grietas en la zona fundida producto de tres fenómenos diferentes, que son: formación del rechupe, tensiones de contracción en el cordón solidificado detrás del baño de soldadura y tensiones de dilatación debidas a la separación de los bordes delante del baño durante el período de calentamiento. Estos tres fenómenos de forma individual o unidos pueden ocasionar el agrietamiento en la zona fundida, por eso se estudian a continuación con el objetivo de conocer su mecanismo de formación y las causas que lo ocasionan, para poder dictaminar recomendaciones que atenúen al máximo el surgimiento del defecto tratado. La formación del rechupe se presenta en el extremo del cordón, o sea, en el baño de soldadura cuando se retira el electrodo o la varilla bruscamente del mismo, presentándose un cráter más o menos profundo con la formación del rechupe en cuestión, el cual generalmente se encuentra acompañado por una grieta, tal como se observa en la figura 1.22

Figura1.22. Grieta en el terminal de un cráter. X100 [9]. Durante la solidificación de una costura, generalmente en espesores pequeños el metal en estado líquido va pasando por diferentes fases durante su enfriamiento, tal como se observa en la fig. 1.23. En la primera etapa el metal en estado líquido a la temperatura T1, se forman los primeros gérmenes de cristalización dando lugar a las dendritas de un magma líquido, posteriormente al alcanzar el estado sólido a la temperatura T3 todo el líquido se ha transformado en cristales primarios con dendritas tal estado está acompañado de un aumento de la densidad del metal y como consecuencia de una disminución de su volumen, lo cual conduce a la formación del cráter y del rechupe.

Figura 1.23. Fases del metal durante la solidificación. [9].

Las tensiones de contracción en el cordón solidificado detrás del baño de soldadura, tal como se ilustra en la fig. 1.23, se deben a un estado de enfriamiento avanzado del cordón AB que precede a dicho baño y origina esfuerzos de contracción que inciden en el metal del cráter aún en estado líquido. En el trabajo " Tecnología de soldadura para la recuperación de los dromos (poleas) de las Minas de Pinares de Mayarí " se demuestra que una de las causas de las grietas en las uniones de planchas a solape (en filete) de espesores grandes (40 mm), independientemente de que los aceros empleados fueron de acero de bajo contenido de carbono, las cuales tienen aparentemente buena soldabilidad metalúrgica fueron la magnitud de las tensiones de contracción del cordón producto del espesor son las que causan las grietas [10]. Las tensiones de dilatación debida a la separación de los bordes delante del baño, durante el período de calentamiento, son las que se producen producto de la dilatación que origina el baño caliente y que tiende a separar los bordes, claro está, posteriormente durante el enfriamiento, estos bordes vuelven a su posición inicial. Se ha comprobado que a medida que la separación entre los bordes de soldadura es mayor, la tendencia al agrietamiento aumenta sobre todo cuando estos valores se encuentran en magnitudes superiores a los 4 o 5 mm. Como conclusiones finales con respecto a la eliminación de la tendencia al agrietamiento producto de las condiciones de enfriamiento desde el estado líquido se pueden enumerar las siguientes: a) Se debe aportar mayor cantidad de metal líquido al final del cordón, realizando un ligero retroceso del electrodo o varilla, con el objetivo de depositar en este sitio una cantidad mayor de metal que pueda alimentar el posible cráter o rechupe en esta zona. b) Aplicar un precalentamiento adecuado con el objetivo de disminuir la velocidad de enfriamiento y, por lo tanto, reducir al máximo las tensiones de contracción en el cordón solidificando detrás del baño de soldadura.

c) Disminuir la separación de los bordes de soldadura, con el objetivo de disminuir las tensiones de dilatación debidas a este efecto durante el período de calentamiento. 2. Transformaciones estructurales en la zona fundida. Las transformaciones estructurales en la zona fundida de la unión soldada dependen entre otras cuestiones de dos factores fundamentales: modificaciones químicas debido a pérdidas o fijación de elementos y modificaciones estructurales. La causa fundamental del agrietamiento de la zona fundida se debe

a la

formación de estructuras frágiles, debido a la naturaleza del material de aporte en forma de varillas o electrodos. Las grietas que pueden surgir en esta zona pueden ser, longitudinales (tipo 1) o transversales (tipo 2), tal y como se observa en la figura 1.24

Figura 1.24. Tipos de grietas en uniones a tope y en T [9] Los aceros templables o semitemplables, tales como los aceros al carbono con altos contenido de este elemento y aceros de baja aleación, tienen una gran tendencia al agrietamiento producto de las tensiones internas provocadas por las transformaciones estructurales, las cuales originan dichas tensiones. El surgimiento de grietas en la zona fundida no solamente es producto de transformaciones estructurales en la misma, sino también se

deben a un crecimiento exagerado del grano, tal como ocurre con los aceros ferríticos al cromo, siendo esta tendencia al agrietamiento mayor en uniones en T, donde las tensiones desarrolladas son más peligrosas. Es importante señalar que estas tendencias al agrietamiento crecen con el espesor de las piezas y con el empotramiento a que estén sometidas las costuras. Las grietas transversales localizadas en la zona fundida (tipo 2), pueden prolongarse hacia la zona de influencia térmica (tipo 3), si la calidad del material base no es capaz de detener el crecimiento de esta. En un recipiente cilíndrico de acero de bajo contenido de carbono que transporta mineral, en una atmósfera ligeramente reductora con temperaturas que oscilan entre (650-700) °C se presentan grietas (roturas) que ocasionan pérdidas económicas considerables a la empresa. Después de realizar las investigaciones pertinentes

en

las

cuales

se

realizaron

ensayos

mecánicos,

análisis

metalográficos, dureza, etc., se concluye que el origen de las grietas se debió a: presencia de ferrita y perlita en forma de bandas con tendencia a la formación de ferrita acicular, también se observa estructura de Widmanstaetten, además de poros, óxidos y sulfuros deformados y orientados hacia la deformación plástica y grietas que surgen el curso de los sulfuros y óxidos [11]. 3) Propiedades en caliente de los aceros. Las propiedades en caliente, o sea, a altas temperaturas que presentan algunos aceros que se estudian a continuación constituyen una de las causas fundamentales del agrietamiento en la zona fundida. Algunos aceros austeníticos tales como los aceros inoxidables con 18 Cr-8 Ni y aceros refractarios con alto contenido de cromo y níquel, tienen malas propiedades en caliente, lo cual conduce en ciertas ocasiones a la formación de microgrietas interdendríticas, tal como la que se observa en la figura 1.25.

Fig. 1.25. Microgrieta interdendrítica en una unión soldada de un acero austenítico (C= 0.09%. Cr= 18.8%, Ni= 13.2 % y Nb= 0.5%) (1000X) [9] Los aceros austeníticos refractarios con gran contenido de cromo y níquel como, por ejemplo, el 25Cr-12Ni y el 25Cr-20Ni, que se utilizan en equipos que trabajan a altas temperaturas, tienen gran tendencia al agrietamiento sobre todo el segundo debido a su estructura más austenítica. La selección de los electrodos para soldar estos materiales debe hacerse en función de esta tendencia al agrietamiento en caliente, de manera tal de obtener en el metal depositado la presencia o ausencia de determinada cantidad de fase de ferrita. Estos problemas de malas propiedades en caliente que presentan los aceros austeníticos al cromo níquel, se estudian posteriormente en los análisis de soldabilidad de dichos materiales. CAUSAS SECUNDARIAS. Existen otras series de causas del agrietamiento en la zona fundida que si bien no constituyen causas metalúrgicas, no dejan de tener importancia como factores concretos que causan el surgimiento de grietas en la zona fundida, éstas son: selección inadecuada del material de aporte, mala regulación de la llama, empotramiento de la unión soldada, presencia de defectos, presencia de nitrógeno, exceso de separación de las planchas, gran diferencia de espesor, etc. La selección incorrecta del material de aporte para unas condiciones de trabajo previamente determinadas, puede constituir la causa del agrietamiento en la zona fundida, tal como es el caso de la selección de un electrodo o varilla, de medio o alto contenido de carbono, que necesitan toda una serie de recomendaciones

tecnológicas especiales, para soldar aceros de bajo contenido de este elemento, lo cual conlleva que al soldar los mismos y como producto de una selección errónea, se suelda con tales electrodos y varillas, presuponiendo que son de acero de bajo contenido de carbono, no teniéndose en cuenta las recomendaciones tecnológicas especiales anteriormente descritas, y como resultado de todo esto se obtienen grietas en la zona fundida. La mala regulación de la llama oxiacetilénica consiste en el empleo de una llama carburante u oxidante en lugar de una reductora lo cual conlleva a una disminución de la ductilidad del metal depositado, debido a la fijación excesiva de carbono u oxígeno dando como resultado el agrietamiento. El empotramiento de la unión soldada puede constituir grietas como es el caso de reparación de roturas en uniones soldadas que se encuentren en un lugar de la pieza que no permite la libre dilatación y contracción durante el calentamiento y enfriamiento de la pieza, o sea, roturas que se encuentren rodeada de material, esto conduce en algunas ocasiones a la rotura de la pieza en otros lugares durante el calentamiento, o el surgimiento de grietas en la zona fundida durante el enfriamiento, tal es el caso de la pieza que se observa en la figura 1.26 donde la rotura en el brazo A presupone el calentamiento de los brazos B y C durante su reparación, debido a que los brazos pueden tener una sección transversal tal que no sea capaz de soportar las tensiones de dilatación desarrolladas durante el proceso de soldadura.

Figura 1.26 Empotramiento de una rotura La presencia de defectos tales como poros o inclusiones de escorias de forma acicular, pueden constituir una fuente de desarrollo de grietas, producto de la concentración de tensiones que se originan en las crestas de estos defectos.

La presencia de nitrógeno puede ocasionar el surgimiento de grietas de la zona fundida, producto de la formación de nitruros, los cuales son muy frágiles. El exceso de separación de las planchas ocasiona un aumento de la magnitud de las tensiones de dilatación y con esto el posible surgimiento de grietas. Una gran diferencia de espesores puede ocasionar grietas debido a que en el espesor más grande la velocidad de enfriamiento es mayor y por lo tanto esto puede propiciar el surgimiento de estructuras de gran volumen específico y como consecuencia las grietas. En estos casos se debe biselar la más gruesa tal y como se recomienda en la norma correspondiente. Los defectos de fabricación encontrados en las uniones soldadas de los reactores de fábricas de la industria alimenticia tales como: poros, socavaduras, etc. son concentradores de tensiones, y por lo tanto lugares donde con la presencia de agua, pueden surgir grietas por tenso corrosión. Además el material se encuentra afectado por corrosión-picadura en algunas zonas de los cordones de soldadura, lo cual también puede ocasionar las grietas del tipo anteriormente mencionadas [12]. AGRIETAMIENTO DE LA ZONA DE INFLUENCIA TERMICA. CAUSAS METALURGICAS Y SECUNDARIAS. El agrietamiento de la zona de influencia térmica (ZIT) constituye el principal criterio para clasificar la soldabilidad de un material. Las causas que pueden provocar el surgimiento de grietas en la zona de influencia térmica pueden dividirse en dos grandes grupos: metalúrgicas y secundarias. Causas metalúrgicas. Las causas metalúrgicas del agrietamiento en la ZIT pueden dividirse en tres aspectos principales, que son: composición química del material base, presencia de hidrógeno y desarrollo de tensiones internas. 1. Composición química del material base. Los aceros que son capaces de dar estructuras de temple por enfriamiento al aire, tienen una gran tendencia al agrietamiento en la ZIT, siendo esta la causa de su mala soldabilidad, tal como ocurre con los aceros de alto contenido de carbono y en aceros aleados.

El azufre en forma de sulfuro de hierro (SFe) ocasiona el surgimiento de un eutéctico a los 985 °C, que se desarrolla en la zona de unión de los granos y aumenta la tendencia al agrietamiento, este fenómeno perjudicial puede eliminarse añadiendo manganeso, el cual tiene mayor afinidad por el azufre que el hierro y da lugar al sulfuro de manganeso (SMn) en forma aproximadamente esférica a una temperatura superior a la que se forma el eutéctico, de esta manera se evita la formación del SFe, aunque es bueno aclarar que esta transformación es incompleta debido a que el ciclo de soldadura es muy rápido. La influencia del azufre es mayor, mientras el contenido de carbono en el acero aumenta 2. Presencia de hidrógeno La presencia de hidrógeno en la zona de influencia térmica y en la zona de transición es una de las causas del agrietamiento en las mismas. Se ha comprobado que el agrietamiento en esta zona, se produce sobre todo cuando se suelda con electrodos ferríticos con revestimientos que contienen productos capaces de desprender hidrógeno. El agrietamiento que se produce por la presencia de hidrógeno es del tipo de fragilidad a temperaturas próximas a los 200 °C. La fragilidad debida al hidrógeno significa que el acero ha perdido ductilidad, esto se puede presentar en los procesos de soldadura. Esta ductilidad puede ser recuperada mediante tratamiento térmico. Se han encontrado roturas debido a fragilidad por hidrógeno en tubos de calderas y en equipos de refinerías de petróleo las cuales se encontraban trabajando en atmósferas de hidrógeno a altas temperaturas. Se ha llegado a la conclusión de que se puede evitar el agrietamiento producto de la presencia de hidrógeno en la ZIT, cuando se suelda con electrodos de aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel (18Cr-8Ni) con revestimientos que no contengan ni celulosa ni materias higroscópicas, y también cuando se suelda con electrodos secados a una temperatura de 400 a 500 °C en los cuales se elimina la humedad. La teoría que explica este fenómeno plantea la influencia de la presencia de hidrógeno en el agrietamiento, la cual se basa en la solubilidad de este elemento en el acero en función de la temperatura, y la misma plantea lo siguiente: en las

uniones soldadas realizadas en atmósferas que contienen gran cantidad de hidrógeno, puede difundirse este a la zona del baño de soldadura y a la zona de influencia térmica en cantidades que dependen de la temperatura. Los átomos de hidrógeno se difunden en la red cristalina durante el calentamiento, pero durante el enfriamiento la solubilidad del hidrógeno en la red disminuye y entonces este elemento sale de la misma y se re combina instantáneamente a la forma molecular (H2) la cual es insoluble en el metal, creándose grandes tensiones producto de la recombinación, la cual se produce generalmente, cuando el metal está en el período de solidificación y que sus valores pueden llegar a sobrepasar el límite de resistencia del material y agrietar localmente el acero. La presencia de hidrógeno en la zona fundida de una unión soldada por arco eléctrico puede ocasionar la disminución de las propiedades mecánicas de la misma, esto depende fundamentalmente del tipo de revestimiento y de la cantidad de humedad en el mismo. Durante el enfriamiento de una unión soldada, el exceso de hidrógeno que ha sobrepasado el límite de solubilidad, desarrolla tensiones internas producto de su recombinación en las discontinuidades, uniones intergranulares, poros, etc. Estas tensiones sumadas a la de las transformaciones estructurales y las originadas por efectos térmicos, pueden provocar el agrietamiento de la unión soldada pues sobrepasan los valores del límite de resistencia en estos lugares. La localización de las grietas y el hecho de que puedan evitarse, cuando el revestimiento se seca, presupone la idea de que el hidrógeno es la causa principal de este agrietamiento. 3. Desarrollo de tensiones internas. Las tensiones internas que se desarrollan en el proceso de soldadura, pueden ser provocadas por dos factores que son: el gradiente térmico desarrollado durante el ciclo térmico de soldeo y las transformaciones estructurales. La creación de tensiones producto del gradiente térmico desarrollado durante el ciclo térmico de soldeo aumenta la fragilidad en la presencia de hidrógeno, y por lo tanto la tendencia al agrietamiento. El desarrollo de las tensiones internas producto de las transformaciones estructurales tiene una importancia vital en el estudio de las causas del

agrietamiento en la ZIT. Se conoce que la formación de la martensita conlleva un aumento del volumen específico en la red cristalina y está acompañada por una deformación de la red cúbica del hierro α, con un desarrollo de tensiones marcado, lo que constituye el origen de la dureza y la fragilidad del constituyente. La presencia de la estructura de martensita en la zona de influencia térmica ocasiona la fragilidad de ésta, por pérdida de ductilidad, sobre todo cuando esté presente el hidrógeno. El criterio para determinar las transformaciones estructurales en la zona de influencia térmica es la dureza de las misma, acompañado esto también de un examen microestructural. Existe una relación muy directa entre la tendencia al agrietamiento y la distribución de la dureza en esta zona, sin que esto constituya un criterio generalizado para evaluar la soldabilidad de un tipo de acero determinado. El carbono, manganeso y silicio tienen una influencia directa sobre el agrietamiento en la zona de influencia térmica, sobre todo el primero de estos. Se ha llegado a la conclusión de que el manganeso y el silicio tienen una influencia sobre el endurecimiento de la unión soldada igual a cuatro veces menores que la del carbono y bajo esta concepción se ha desarrollado la fórmula del carbono equivalente [13], que da cuantitativamente la influencia de manganeso y el silicio sobre la base del elemento que tiene mayor influencia sobre el agrietamiento de la zona de influencia térmica, que es el carbono, la cual se da a continuación. Los valores del carbono, manganeso y silicio se introducen en la misma en por cientos.

[C ] = C + Mn + Si 4

4

(1.7)

Causas secundarias. Existen otras causas que si bien no son metalúrgicas propiamente dichas, tienen una gran influencia a la tendencia al agrietamiento, estas son: la corrosión, la cual en presencia o no de tensiones puede causar el surgimiento de grietas, igual sucede en el caso de la corrosión intercristalina que se presenta en los aceros inoxidables; la abrasión, que reduce de forma peligrosa el espesor de la plancha,

los defectos en las planchas tales como inclusiones, poros, etc.; la presencia de tensiones que surgen en el proceso de laminado o de forja y la fatiga mecánica. En unos recipientes cilíndricos de acero inoxidable 18/8 que trabajan en posición vertical en la industria alimenticia se presentaron grietas y problemas de corrosión durante el montaje y la prueba hermética en el montaje de los mismos. Después de realizar las investigaciones en lo que respecta a: inspección visual, ultrasonido, estructurales, de dureza y corrosión se considera que las causas de las grietas se debieron a: defectos de fabricación de las uniones soldadas tales como: poros, socavaduras, falta de metal, etc., los cuales son concentradores de tensiones y por lo tanto ocasionar las grietas por tensocorrosión; además el acero está afectado por corrosión picadura lo cual resulta como grietas por tensocorrosión [12]. En el año 1988 se presentaron grietas muy peligrosas en equipos de transportación de mineral de níquel en planchas de acero de bajo contenido de carbono y en uniones a solape que amenazaron con la posible parada de la producción de una fábrica importante; pero la determinación de las causas de las grietas, el diseño de la tecnología de la recuperación y la ejecución de la mismas, evitaron pérdidas económicas considerables a la economía de la empresa. Las principales causas de las grietas fueron: bajo valor útil del área de resistencia de la unión de filete, ausencia de precalentamiento y del secado de los electrodos. El diseño del proyecto tecnológico adecuado y su correcta ejecución evitó pérdidas económicas considerables a la empresa [10]. 1.6.2. ESTUDIO TECNOLOGICO DEL AGRIETAMIENTO. 1 Grietas en frío. Características. Las grietas en frío son las que con mayor frecuencia se presentan en la práctica industrial y surgen a temperaturas inferiores a los 300 °C o después de terminada la unión soldada. Debido a que el tiempo de su formación es grande se denominan "grietas demoradas", estas pueden surgir en la zona fundida o en la zona de influencia térmica preferentemente cuando los granos son gruesos, o sea que exista cierto grado de sobrecalentamiento.

De acuerdo a su morfología pueden ser transversales o longitudinales y estas últimos surgen con mayor frecuencia en la raíz de la costura o en la zona de transición; las transversales generalmente surgen en la zona de transición o en el metal de la costura. Las grietas en frío no siempre salen a la superficie de la pieza, sino que pueden quedar ocluidas, lo cual dificulta su detección y se diferencian de las grietas en caliente en que son menos quebrados y con menores aberturas; en la mayoría de los casos cuando estas grietas salen a la superficie no se oxidan o cuando lo hacen el espesor de la capa oxidada es pequeña, su coloración es marrón o azul. Generalmente aparecen en aceros de alta resistencia y dependen de la composición química, tecnología aplicada y tipo de unión soldada. En la práctica industrial se pueden prevenir aplicando precalentamiento y en ocasiones postcalentamiento. Condiciones de surgimiento. El inicio de estos tipos de grietas está condicionado a tres factores: a) Microestructura b) Difusión de hidrógeno c) Tensiones de tracción (compresión). a) Microestructura. Para el surgimiento de las grietas en frío la microestructura de la zona de influencia térmica y de la zona fundida debe ser sensible al efecto de la difusión del hidrógeno, como por ejemplo son la martensita y la bainita superior. El efecto de este factor se expresa mediante el carbono equivalente del IIW y otras. b) Difusión del hidrógeno. Existen muchas teorías sobre el efecto del hidrógeno en la formación de las grietas en frío y una de las más aceptadas, plantea que el hidrógeno se difunde hacia las zonas con estados de tensiones triaxiales contribuyendo a la pérdida de las fuerzas de cohesión sobre los átomos y por lo tanto al surgimiento de grietas. Las principales fuentes del hidrógeno son: revestimiento de los electrodos y fundentes, humedad ambiental, gases impuros en atmósferas protectoras, bordes de soldaduras sucias (óxidos o grasas).

El precalentamiento y el empleo del postcalentamiento favorecen la eliminación del hidrógeno. c) Tensiones de tracción (compresión). Las tensiones de tracción son el factor más importante para surgimiento de las grietas en frío; la magnitud de estas tensiones depende del espesor de la unión soldada, tipo de unión soldada y rigidez de ésta. 2. Grietas en caliente. Características. Las grietas en caliente se pueden presentar en materiales austeníticos debido los efectos inducidos por los procesos de soldadura concerniente a las estructuras y tensiones. Se pueden presentar en la zona de la costura o en la de influencia térmica a altas temperaturas. El metal puramente austenítico es más propenso a las grietas que el que contiene cierto por ciento de ferrita. En la solidificación de los aceros 18/8 solidifican primero los cristales de ferrita y las impurezas tales como P, S, O y Si, quedan disueltas en el cristal de ferrita; el resto del metal con alto contenido de níquel tienen pocas impurezas. Con la disminución de la temperatura precipitan compuestos con óxidos, silicatos, fosfatos y sulfuros y forman entre los cristales (límites del grano) películas que dan origen a las grietas en caliente. 3. Grietas laminares. Este tipo de grietas se presentan en materiales roleados debido a la aplicación del proceso de soldadura y se forman por el surgimiento tensiones en la dirección del espesor del material. RECOMENDACIONES PARA EVITAR LAS GRIETAS. Existen varias recomendaciones para evitar el agrietamiento en las uniones soldadas las cuales se estudian a continuación. 1- La utilización de electrodos con poco contenido de hidrógeno, tales como ciertos electrodos básicos, conducen a una disminución del agrietamiento. 2- El aumento de la energía calórica por unidad de longitud disminuye la cantidad de grietas en la unión soldada.

3- El empleo de un electrodo con alma de acero austenítico, por ejemplo, 18Cr-8Ni disminuye la tendencia al agrietamiento debido a la mayor solubilidad por el hidrógeno que tienen estos materiales, los cuales retienen a este elemento y evitan que se pueda difundir a la zona de influencia térmica. 4. El precalentamiento de las uniones soldadas, el cual disminuye la velocidad de enfriamiento es la recomendación más eficiente para evitar el agrietamiento en la zona de influencia térmica. El precalentamiento tiene los siguientes objetivos: - Disminuye la formación de transformaciones estructurales peligrosas y, por lo tanto, las tensiones que estas originan, dando lugar a la formación de estructuras menos peligrosas y de menor volumen específico. - Facilita la difusión del hidrógeno de la unión soldada y, por lo tanto, disminuye la tendencia al agrietamiento por este defecto. - Permite desprendimiento de otros gases con lo cual se elimina la formación de poros. En general se puede plantear que la temperatura de precalentamiento de la pieza debe ser mayor, mientras más templable sea el acero. 5. Los electrodos deben ser secados a la temperatura y el tiempo de secado necesario. 1.7. PRECALENTAMIENTO Y TRATAMIENTO TERMICO POSTERIOR EN LAS UNIONES SOLDADAS INTRODUCCION. El precalentamiento consiste en la aplicación de una determinada cantidad de calor previo y durante el desarrollo del proceso de soldadura, con el objetivo de disminuir la velocidad de enfriamiento, facilitar la salida del hidrógeno del baño metálico, etc. FACTORES DEL AGRIETAMIENTO Se conoce que el precalentamiento tiene una importancia vital en la disminución de las tensiones residuales y la cantidad de grietas en la unión soldada. Esta temperatura debe mantenerse entre la deposición de los cordones. Se han desarrollado toda una serie de trabajos teórico-experimentales que permiten obtener métodos de cálculo para la determinación de la temperatura de

precalentamiento en función de toda una serie de factores tales como: composición química, tipo de unión soldada, tipo y diámetro de los electrodos, espesor del metal base, etc. El precalentamiento disminuye la velocidad de enfriamiento y la tendencia a la formación de estructuras de gran volumen específico que poseen gran dureza. Se ha estudiado el efecto de la temperatura de precalentamiento sobre la velocidad de enfriamiento en diferentes isotermas de una unión soldada, en función de la energía calórica del arco. INFLUENCIA DEL ESPESOR DE LAS PLANCHAS. La velocidad de enfriamiento aumenta a medida que crece el espesor de la plancha, debido a que la masa adyacente al cordón de soldadura en estado fundido es mayor y, por lo tanto, la conducción del calor aumenta. Se recomienda que en aceros al carbono con espesores mayores de 20 mm, el precalentamiento no se deje de aplicar con el objetivo de evitar grietas, producto de la alta conductividad térmica que estos espesores producen sobre el cordón en estado líquido. CONCEPTO DE CARBONO EQUIVALENTE. Los diferentes elementos aleantes de los aceros tienen determinada influencia cuantitativa sobre la templabilidad de los mismos, siendo el carbono el elemento más representativo, todo esto hace pensar que existe una relación directa entre la composición química de los aceros con las transformaciones estructurales y las propiedades mecánicas que se obtiene en los mismos, después de ser sometidos a los diferentes procesos de soldadura. Algunos autores se han dedicado a cuantificar la influencia de los diferentes elementos aleantes en los aceros sobre estas cuestiones, refiriendo las mismas sobre la base del elemento más representativo y denominando a las expresiones encontradas por ellos, fórmulas de carbono equivalente. Estas fórmulas se encierran entre corchetes [C] para diferenciarlo del contenido normal de este elemento en los aceros. Es decir el carbono equivalente no es más que la suma de las influencias cuantitativas de los diferentes elementos aleantes del acero en cuestión, sobre la soldabilidad metalúrgica del mismo.

Se ha estudiado la expresión sencilla del carbono equivalente expuesta en la fórmula (31).

[C ] = C + Mn + Ni + Cr + Mo + V 20

15

10

(1.8)

Donde cada uno de los elementos se sustituyen en la fórmula por sus verdaderos contenidos en la composición química de los aceros en cuestión. Seferian en sus estudios para la determinación de la temperatura de precalentamiento utiliza una fórmula de carbono equivalente [C], la cual no es más que la suma de un carbono equivalente químico [C]q, el cual depende la composición química del acero y un carbono equivalente del espesor [C]s, el cual depende fundamentalmente del espesor de la pieza y de la composición química del material en cuestión, esta fórmula se da a continuación [6]: [C] = [C]q + [C]s (1.9) El carbono equivalente químico [C]q determinado por este autor se deduce bajo el principio de que dos aceros que tienen la misma temperatura de transformación de la martensita tienen el mismo poder de temple y, por lo tanto, la misma soldabilidad metalúrgica.

[C ]q = C + Mn + Cr + Ni + 7 Mo 9

18

90

(1.10)

El carbono equivalente de espesor [C]s, trata de expresar la influencia que ejerce el espesor de la plancha en un material determinado en la conductividad térmica del cordón soldado y se expresa según la fórmula (1.11), donde se tiene en cuenta el espesor de la plancha con relación al material en cuestión, o sea, al carbono equivalente químico [C]q [6]. [C]s = 0.005 S [C]q

(1.11) Donde: [C]s - Carbono equivalente del espesor (%) S.

- Espesor de la pieza (mm)

[C]q - Carbono equivalente químico (%). La expresión del carbono equivalente total según [14] es la suma de las dos anteriores y se da según la fórmula [1.9] [C] = [C]q (l + 0.005 S) (1.12) Si se tiene un acero al cromo-molibdeno con la composición química siguiente:

C = 0.15 %; Mn = 0.8 %; Cr = 4 - 6 % y Mo = 0.6 % y se calcula el carbono equivalente químico [C]q, según la fórmula (1.10), se tiene que:

[C ]q = 0.15 + 0.8 + 4.6 + 7(0.6) = 0.8 9

90

Esto quiere decir que este acero al cromo-molibdeno tiene el mismo poder de temple y la misma soldabilidad

metalúrgica que un acero al carbono con un

contenido de este elemento de 0.8 %. DETERMINACION DE LA TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO En la determinación de la temperatura de precalentamiento influyen varios factores, entre los cuales podemos citar los siguientes: la composición química del acero en cuestión evaluada por el carbono equivalente, de manera tal que mientras

mayor

sea

este

valor

mayor

debe

ser

la

temperatura

de

precalentamiento; el tipo de unión soldada debido a que en una unión a tope el calor se puede disipar sólo en dos direcciones, mientras que en una unión en T puede hacerlo en tres; el espesor de la plancha, pues mientras éste sea mayor, la conducción de calor aumenta; el tipo de revestimiento, pues un electrodo que tiene un revestimiento de rutilo con alto contenido de hidrógeno tiene mayor tendencia al agrietamiento que una básico; el diámetro del electrodo, etc. Existen varios métodos de cálculo y recomendaciones para la determinación de la temperatura de precalentamiento, sin embargo los mas empleados desde el punto de vista industrial son el método de la British Welding Research Association y el de Seferian. En el método de la BWRA se evalúan de una manera clara los factores que afectan la determinación de la temperatura de precalentamiento, sin embargo el método de Seferian es más sencillo y simplificado y generalmente se utiliza cuando no se tienen las tablas para utilizar el otro método TRATAMIENTO TERMICO POSTERIOR EN LAS UNIONES SOLDADAS Los objetivos del tratamiento térmico posterior al proceso de soldadura consisten en reducir al máximo las tensiones residuales existentes en la unión soldada o también producir cambios en la estructura metalúrgica, entre algunos de ellos se tiene: mejorar la resistencia a la fatiga, a la fractura frágil, agrietamiento debido a la tensocorrosión, etc. El tratamiento térmico posterior en las uniones soldadas

consiste en calentar la pieza con determinada velocidad de calentamiento hasta una temperatura adecuada, luego mantener esta temperatura un tiempo determinado y enfriarla con la velocidad requerida. El tratamiento térmico posterior aplicado al proceso de soldadura es tan importante como lo son el proyecto de la unión soldada y la aplicación de un proceso de soldadura determinado. En la determinación de un tratamiento térmico adecuado se deben precisar las siguientes cuestiones: temperatura, tiempo de permanencia, velocidad de calentamiento y enfriamiento y método para realizar el tratamiento térmico. La causa de la rotura entre el cuerpo de una válvula de un acero aleado de 1/2 Mo y la tubería de una central de vapor, fue la alta dureza de la zona de transición, la cual no fue eliminada debido a que el tratamiento térmico posterior al proceso de soldadura se realizó a 620 °C y no 720 °C como requiere este tipo de unión soldada [15]. Otro ejemplo de un tratamiento térmico posterior incorrecto, ahora por una temperatura menor a la que requiere la unión soldada y un tiempo de permanencia a esta temperatura pequeña, ocasionó el agrietamiento en la zona de transición al soldar una tubería a tope de 1 Cr-1/2 Mo con un espesor de 28 mm y un diámetro exterior de 241 mm. Posteriormente se comprobó que los valores de dureza eran mayores que los permisibles para este tipo de material [15]. En el estudio de la soldabilidad de los diferentes tipos de materiales, se describen los tratamientos térmicos posteriores en cada uno de los casos en los cuales se requiere. En literatura especializada se pueden encontrar los tratamientos térmicos a diferentes tipos de aceros tales como: carbono- manganeso, cromo- molibdeno y otros [16]. En el trabajo "Estudio para la determinación del tiempo del tratamiento térmico posterior de los aceros 9Cr-1Mo" que se utilizan, entre otras aplicaciones, en las refinerías de petróleo, se realiza una investigación donde se concluye que se puede disminuir el tiempo de tratamiento térmico en 2.5 horas sin

cambios apreciables en las propiedades

mecánicas

(tracción, viscosidad de

impacto, doblado, etc.), microestructuras y durezas. 1.8. SOLDABILIDAD DE LOS ACEROS AL CARBONO INTRODUCCIÓN. Los aceros al carbono son aleaciones de hierro y carbono que contienen otros elementos en pequeñas cantidades tales como: silicio, manganeso, azufre y fósforo. En estos aceros, el carbono constituye el segundo elemento de importancia después del hierro y con el aumento de la cantidad de éste se incrementa la resistencia, pero también la templabilidad, o sea, la capacidad de formar estructuras de mayor volumen específico, cuando se somete a velocidades de enfriamiento rápidas las cuales son típicas de los procesos de soldadura. La clasificación de los aceros al carbono, desde el punto de vista de la soldabilidad se realiza de acuerdo al % de este elemento en el acero. En el tema se estudian los fenómenos físico-químicos que ocurren en la zona fundida y en la de influencia térmica y también se realiza un estudio estructural sobre las uniones soldadas por arco y llama. Al final se dan las recomendaciones tecnológicas para la soldadura de los aceros al carbono en los procesos de soldadura manual por arco eléctrico y llama oxiacetilénica. CLASIFICACION DE LOS ACEROS AL CARBONO. La clasificación de los aceros al carbono, desde el punto de vista de la soldabilidad se realiza de acuerdo al % de este elemento en el acero y se divide en tres grupos: aceros de bajo, medio y alto contenido de carbono, los cuales fueron estudiados anteriormente ASPECTOS

FISICO-QUIMICO

DE

LAS

UNIONES

SOLDADAS.

ZONA

FUNDIDA Y ZONA DE INFLUENCIA TERMICA. Aunque anteriormente se han estudiado cuestiones referentes a la soldabilidad de los aceros al carbono, se persigue a modo de resumen resaltar los aspectos esenciales que particularizan el estudio de estos materiales. En la zona fundida de estos materiales ocurren procesos de desoxidación, los cuales pueden efectuarse por los elementos reductores presentes en la llama

oxiacetilénica, por los elementos reductores que contienen el revestimiento de los electrodos o también por los elementos que tienen el material de aporte. Se conoce que en los procesos de soldadura el metal pasa muy rápidamente del estado sólido al líquido y viceversa, lo cual ocasiona que las reacciones en la zona fundida deben realizarse en tiempos muy cortos, con el objetivo de poder reducir el óxido ferroso (OFe) estable, mediante

los elementos reductores presentes,

tales como: C, Mn y Si. Por otro lado es necesario tener en cuenta la absorción de algunos gases, tales como: O2, H2 y N2 que pueden disminuir las propiedades mecánicas de la costura. En la zona de influencia térmica se presenta un tratamiento térmico variable de acuerdo con el punto considerado. A continuación se estudian los aspectos físico-químicos de los aceros al carbono que ocurren en la zona fundida y en la zona de influencia térmica. 1. Aspectos físico-químico en la zona fundida. Se debe partir de la formación del óxido ferroso, el cual se encuentra presente inicialmente en la pieza a soldar y que debe ser reducido por los elementos reductores de la llama oxiacetilénica o por los introducidos en el material de aporte o en el revestimiento, la reducción se realiza de la forma siguiente: Reducción mediante la llama oxiacetilénica. La zona reductora de la llama oxiacetilénica las reacciones de reducción son:

De esta forma la reducción del óxido de hierro se encuentra completamente garantizada. Se

obtienen en la zona fundida valores menores del 0.05 % del oxígeno, o sea,

0.2% de OFe, el cual queda por debajo del límite de solubilidad del OFe en el hierro en estado líquido. Reducción en el proceso por arco eléctrico. La reducción en el proceso por arco eléctrico se realiza mediante los elementos reductores siguientes: carbono, manganeso y silicio. Las reacciones de reducción son las siguientes:

La reducción obtenida mediante el carbono ocasiona, por un lado, la disminución de este elemento en el metal de la costura con la disminución de las propiedades mecánicas de la unión soldada, y por otro lado, la formación de poros debido a la cantidad de gases producidos en la reacción, los cuales pueden quedar atrapados en la unión soldada. Esto presupone la necesidad de realizar la reducción del óxido de hierro mediante los otros elementos que son: el manganeso y el silicio. 2. Aspectos físico-químicos en la zona de influencia térmica. Se conoce que en la zona de influencia térmica ocurre un tratamiento térmico variable, en función de la distancia en que se encuentre el punto considerado del centro de la costura. En esta zona pueden encontrarse dos problemas principales, que son: la formación de poros en la zona de transición, para lo cual es válido el análisis hecho en la zona fundida con respecto a la composición química que debe tener el metal de aporte y la susceptibilidad al temple del acero en cuestión, lo cual depende del ciclo térmico impuesto durante el desarrollo del proceso de soldadura. El último problema está vinculado estrechamente a la soldabilidad metalúrgica del acero y cuyos resultados en las propiedades mecánicas obtenidos dependen de la tecnología de soldadura aplicada en cada acero al carbono en cuestión. Se ha planteado anteriormente la influencia del carbono en la tendencia al agrietamiento de la zona de influencia térmica, sin embargo, se hace necesario profundizar en este aspecto y estudiar el mismo en relación con otros factores tales como: precalentamiento, espesor de la pieza, velocidad de la soldadura, etc. En la figura 1.27 se realiza un estudio de la influencia que ejercen los procesos de soldadura manual por arco con y sin precalentamiento, en la dureza de diferentes aceros al carbono, lo cual, da una idea de la variación de las estructuras y propiedades en la zona de influencia térmica.

Figura 1.27. Influencia del proceso de soldadura sin precalentamiento, con precalentamiento, etcétera en la dureza de diferentes tipos de aceros al carbono [9] En estas curvas se observa que las diferencias de dureza entre un acero al carbono en estado recocido y el mismo luego de someterlo a los procesos de soldadura, aumenta con el contenido de carbono. Esta diferencia, que es de 30 a 40 unidades Brinell en un acero al carbono con un contenido de este elemento entre 0.1-0.15%, aumenta hasta 250 unidades en los aceros con 0.5% de carbono. Por otro lado se observa que el precalentamiento reduce notablemente esta diferencia y, por lo tanto, este efecto favorece la soldabilidad. En los trabajos anteriormente citados no se han tenido en cuenta factores de importancia en el estudio de las transformaciones de la zona de influencia térmica, tales como: energía térmica del arco eléctrico y espesor de la plancha. Estos factores se han valorado en trabajos que a continuación se describen [9] y se analizan en cinco tipos de aceros al carbono diferentes, con variaciones esenciales en el contenido de carbono de cada uno de ellos. En el análisis de la influencia de la velocidad de soldadura sobre la dureza en los cinco tipos de aceros al carbono estudiados, los cordones se depositan en planchas de aceros al carbono de 20 mm de espesor y se mantiene constante el diámetro del electrodo, el cual fue de 5 mm y la intensidad de la corriente con un valor de 375 A; la tensión en el arco eléctrico varió entre 23 y 25 V y las velocidades de soldadura estudiadas fueron de 10, 20, 30, 40 y 45 cm/min

respectivamente. En la figura 1.28 se muestran los resultados de los trabajos realizados. Se observa que la influencia de la velocidad de soldadura es mayor a medida que aumenta el contenido de carbono, con respecto al análisis de los cinco tipos de aceros en cuestión.

Figura 1.28. Influencia de la velocidad de soldadura en la dureza de la zona de transición en cinco tipos de aceros al carbono diferentes con espesores de 20 mm. Las durezas están dadas para cada tipo de acero y velocidad de soldadura determinada En el análisis de la influencia del espesor de la plancha y la velocidad de soldadura en la dureza de un acero al carbono con 0.45 % C, se varían los espesores de la pieza en valores de 10, 20, 30, 40 y 50 mm respectivamente y las velocidades de soldeo en valores de 20 y 40 cm/min. En la figura 1.29 se observan los resultados obtenidos, notándose que una variación del espesor de la pieza de 10 a 50 mm ocasiona un aumento de la dureza de 250 a 320 unidades Brinell para velocidades de 20 cm/min, lo cual aún se considera aceptable si se tiene en cuenta que el límite permisible de dureza es de 330 unidades Brinell [14], sin embargo, este mismo acero

soldado con

velocidades de soldeo mayores (40 cm/min) ocasiona una variación de la dureza de hasta 330 unidades Brinell en espesores de la plancha de hasta 20 mm, lo cual aún es permisible, pero para espesores mayores, la dureza comienza a elevar su magnitud por valores superiores a los permisibles, lo cual requiere de precauciones auxiliares, tales como el precalentamiento de las planchas, si se desean obtener valores de dureza menores al permisible en la zona de influencia térmica.

Figura 1.29. Influencia del espesor de la plancha y la velocidad de soldeo en la dureza de la zona de influencia térmica en un acero con 0.45 % C. [9] RECOMENDACIONES TECNOLÓGICAS PARA LA SOLDADURA DE LOS ACEROS AL CARBONO. En este aspecto se brindan una guía de pasos tecnológicos a seleccionar en la soldadura manual por arco eléctrico y llama oxiacetilénica de manera tal que puedan servir para la elaboración del diseño previo de la tecnología de soldadura con vistas a solucionar problemas de soldadura en fábricas, empresas, etc. Estas guías se dividen en tres partes que son: preparación del trabajo, soldadura y acabado.

Recomendaciones tecnológicas para la soldadura de los aceros al carbono mediante el proceso de soldadura manual por arco eléctrico. Preparación del trabajo: preparación de los bordes, limpieza superficial y colocación relativa de las piezas. Soldadura: precalentamiento, selección del material de aporte,

ejecución del

cordón de la raíz y del cordón (es) de relleno. Acabado: postcalentamiento, tratamiento térmico posterior y control de la calidad. Recomendaciones tecnológicas para las soldaduras de los aceros al carbono mediante el proceso de soldadura manual con llama oxiacetilénica. Preparación del trabajo: preparación de los bordes, limpieza superficial y colocación relativa de las piezas. Soldadura: precalentamiento, selección del material de aporte,

ejecución del

cordón de la raíz y del cordón (es) de relleno. Acabado En el caso de la soldadura con llama oxiacetilénica los aspectos de postcalentamiento y tratamiento térmico posterior, se deben consultar de manera especializada y el control de la calidad debe ser tratado de manera similar al caso de la soldadura manual por arco eléctrico.

APLICACIONES 1 Se necesita soldar las tuberías de las calderas del CAI "Urbano Noris" que son de acero de bajo contenido de carbono 20K mediante el procedimiento de soldadura con llama oxiacetilénica; las mismas tienen un diámetro exterior de 45 mm y espesor de 3,5 mm y trabaja a una presión de 18 kg/mm² (250 #/plg.²) y una temperatura de pared de (300-400) °C. Se solicita la tecnología de soldadura para estas tuberías. La tecnología de soldadura se divide en tres aspectos: preparación de las piezas, soldadura y acabado. A) Preparación de las piezas. La preparación de las piezas se compone de tres partes fundamentales que son: preparación de los bordes, limpieza superficial y colocación relativa de las piezas. Preparación de los bordes 1. Los bordes deben permanecer rectos y con una separación de 2 mm en una unión a tope. Limpieza superficial 2. Los bordes de soldadura no deben tener en su superficie grasas, aceites, óxidos, etc. Colocación relativa de las piezas 3. Se debe emplear el dispositivo universal de un angular a 90° para garantizar la concentricidad de ambas tuberías. 4. Se debe garantizar con una galga la separación uniforme de los bordes y luego puntear las piezas. B) Soldadura Los aspectos fundamentales a tener en cuenta en el desarrollo del proceso de soldadura son los siguientes: selección de la varilla y depósitos de pasadas. Selección de la varilla 5. Se recomienda la varilla RG 60 según AWS. Depósitos de pasadas 6. Se debe lograr una llama reductora.

7. Se selecciona el método a derechas para lograr buena penetración en la raíz de la costura lo cual constituye el problema operatorio fundamental en la soldadura de tuberías. 8. El aspecto de la costura debe ser de forma regular y uniforme y no debe tener defectos. C) Acabado 12. El control de la calidad que se debe aplicar es el visual y el hermético. 2 Se necesita elaborar la tecnología de reparación por soldadura de los dromos (poleas) de las Minas de Pinares de Mayarí, qué producto de determinadas causas se agrietaron las soldaduras de los refuerzos que tienen en las paredes laterales [10]. Estas poleas se encargan de garantizar la transportación del níquel (figura 1.30); la sección transversal de las poleas se observa en la figura 1.31 y el material es un acero de bajo contenido de carbono con un espesor del refuerzo y la plancha base de 40mm.

Fig. 1.30. Instalación para la transportación del mineral

Fig. 1.31 Sección transversal de las poleas (dromos) En la reparación de los dromos se destacan tres partes esenciales, que son: preparación de las piezas, soldadura y acabado. A) Preparación de las piezas. La preparación de las piezas se compone solamente de dos aspectos, que son: preparación de los bordes y limpieza superficial, debido a que la colocación relativa de las piezas se encuentra garantizada ya que no es necesario eliminar toda la costura depositada anteriormente. Preparación de los bordes. 1. Se deben eliminar en todas las grietas de la costura y el material base mediante el proceso de arco-aire y con electrodos de carbón; los bordes se preparan de dos formas tal y como se muestra en la figura 1.32, según la profundidad de las grietas.

Fig. 1.32 Formas de preparación de los bordes Limpieza superficial. 2. Los bordes de soldadura no deben tener en sus superficies grasas, aceites, óxidos, etc. B) Soldadura. El desarrollo de proceso de soldadura se compone de 4 partes, que son: precalentamiento, selección del material de aporte, cordón de raíz y cordones de relleno. Precalentamiento. 3. Se debe efectuar un precalentamiento de 150 °C para disminuir las tensiones de contracción. 4. El precalentamiento se debe ejecutar con el proceso de soldadura con llama oxiacetilénica. Selección del material de aporte. 5. Se selecciona para la raíz y los cordones de relleno el electrodo E7018 el cual sirve para soldar en todas las posiciones. 6. Los electrodos se deben secar previamente a su utilización a una temperatura de 200 °C durante 2h. Cordón de la raíz. 7. Se debe garantizar la penetración en la raíz de la costura. 8. Se debe eliminar la escoria cuidadosamente.

Cordones de relleno. 9. Se emplea el mismo tipo de electrodo pero con las recomendaciones para el relleno de la costura. 10. La altura del refuerzo no debe ser superior a 4 mm. C) Acabado 11. En este aspecto solo debe tenerse en cuenta el control de la calidad el cual se debe realizar por los siguientes métodos: visual, líquidos penetrantes y radiográficos. 1.9.

SOLDABILIDAD

DE

LOS

ACEROS

ALEADOS

(INOXIDABLES

AUSTENÌTICOS, FERRÌTICOS Y MARTENSÌTICOS),

INTRODUCCION. En el tema se realiza un estudio sobre la soldabilidad metalúrgica de los aceros bajos y medio aleados, analizando la influencia que ejercen los diferentes elementos aleantes en las propiedades y soldabilidad de los aceros en cuestión, posteriormente se estudian algunos de estos aceros. Se analiza con detenimiento la soldabilidad de los aceros inoxidables aleados al cromo-níquel y los resistentes a altas temperaturas, debido a la complejidad que presentan para la obtención de uniones soldadas de calidad. Se estudian los aceros inoxidables austeníticos aleados al cromo níquel y los aleados al cromo martensíticos y ferríticos. 1.9.1. SOLDABILIDAD DE LOS ACEROS BAJO Y MEDIO ALEADOS. Los aceros bajos y medio aleados contienen además del carbono elementos aleantes, tales como: cromo, níquel, cobre, molibdeno, etc., que tienen el objetivo de aumentar las propiedades mecánicas, resistencia a la corrosión, a altas temperaturas, etc. Entre las principales aplicaciones de los aceros bajos y medio aleados se encuentran la construcción de puentes, elementos de máquinas, industria azucarera, del níquel, automotriz, etcétera. A continuación

se estudia

la influencia

de los elementos aleantes en las

propiedades de los aceros bajo y medio y aleados, así como la soldabilidad de algunos de ellos.

Influencia de los elementos aleantes La

influencia de los

diferentes elementos

aleantes en las propiedades y

soldabilidad es la siguiente: Carbono: Este elemento tiene una influencia fundamental en la soldabilidad del acero en cuestión, debido a que con el aumento del mismo se aumenta la templabilidad y, por lo tanto, la tendencia a la aparición de estructura de mayor volumen específico en las uniones soldadas, estás ocasionan el surgimiento de tensiones internas y la disminución de las propiedades mecánicas de éstos. En los aceros inoxidables austeníticos aleados al cromo níquel el aumento del contenido de carbono por sobre los valores permisibles, ocasiona el surgimiento de carburos complejos que disminuyen la resistencia a la corrosión de la unión soldada. Manganeso: Es un elemento que también favorece la templabilidad en los aceros, por eso es necesario limitar su contenido, exceptuando el caso en que se necesite aumentar la dureza o la resistencia al desgaste. Se considera este elemento como un desoxidante muy fuerte. Silicio: El silicio es un elemento reductor, igual que el manganeso. La cantidad de este elemento en los aceros debe limitarse debido a que aumenta la fragilidad de la unión soldada. Níquel: El níquel en contenidos entre 3-5 % aumenta la resistencia sin aumentar la fragilidad de la unión soldada, sin embargo, con mayores contenidos tiene tendencia al aumento de la templabilidad de la misma. Cromo: El cromo en presencia de níquel y molibdeno, aumenta la templabilidad de los aceros. Este elemento forma un óxido de alta temperatura de fusión y de difícil eliminación. Aluminio: Este elemento forma un óxido de alta temperatura de fusión, el cual es el causante de la mala soldabilidad operatoria. Molibdeno: Este elemento aumenta la templabilidad del acero durante el desarrollo de los procesos de soldadura, generalmente su contenido se encuentra limitado a pequeños valores.

Cobre: A este elemento se le atribuye la propiedad de aumentar la resistencia a la corrosión de los aceros frente al agua de mar. Soldabilidad de los aceros al cromo-cobre. La

composición

química

de estos aceros se encuentra entre los siguientes

valores: C= 0,18-0,23 %; Mn = 0,9-1,2 %; Si = 0,2 %; Cu = 0,35 %; Cr = 0,34 %; S< 0,03 %; P< 0,03 % y S + P ≤ 0,05 %. Se consideran como seminoxidables frente al agua de mar, debido a la presencia del cobre en su composición, las principales propiedades mecánicas de éstos son las siguientes: σ u = 529-558 N/mm2 (54-57 Kg/mm2) y δ_= 25-28 %. Generalmente se utilizan en la construcción de obras metálicas, tales como: puentes, armaduras, así como en tanques de almacenamiento de hidrocarburos. Se pueden soldar por arco eléctrico con electrodos revestidos que aseguren una composición química del material depositado igual a la del material base. Las propiedades mecánicas de la unión soldada son las siguientes: σ u= 580 N/mm2 (60 Kg/mm2) s = 20-22% y una viscosidad de impacto relativamente elevada de 10-15 Kg-m/cm². Soldabilidad de los aceros al cromo-molibdeno. Los aceros al cromo - molibdeno tiene gran campo de aplicación en la industria del petróleo y en las construcciones aeronáuticas. Las principales propiedades de éstos son: resistencia a elevadas temperaturas, resistencia a la oxidación y a la corrosión. La resistencia a elevadas temperaturas se adquiere ya para valores de 2,25% de cromo y 1% de molibdeno y la resistencia a la oxidación se comienza a mejorar para valores mayores que estos. Los aceros al cromo-molibdeno poseen una estructura ferrítica y se endurecen por enfriamiento al aire, dependiendo el grado de endurecimiento de la composición química del acero en cuestión. Por esta razón estos aceros necesitan determinada temperatura de precalentamiento y un tratamiento térmico posterior adecuado. Este tratamiento térmico tiene como objetivo disminuir la dureza, aumentar la viscosidad de impacto, eliminar o disminuir las tensiones internas, etcétera. Los aceros al cromo-molibdeno pueden ser soldados por diferentes procesos de soldadura, obteniéndose en éstos una unión soldada de alta calidad y libre de

defectos que garanticen las propiedades mecánicas y anticorrosivas requeridas de la pieza. Existen varias cuestiones a tener en cuenta en la soldadura de los aceros al cromo-molibdeno, estás son: precalentamiento, tratamiento térmico posterior, selección del material de aporte, etcétera. Los principales procesos de soldadura mediante los cuales se pueden soldar los aceros al cromo-molibdeno son: soldadura manual por arco eléctrico, bajo gases protectores, bajo fundente, etc. 1.9.2. SOLDABILIDAD DE LOS ACEROS DE ALTA ALEACION. Entre algunos de los aceros de alta aleación tenemos los resistentes a altas temperaturas y los inoxidables, o sea, los que tienen la propiedad de resistir la corrosión Algunos elementos elevan la resistencia a la corrosión de los aceros; el más utilizado es el Cr cuando su contenido sobrepasa el 12 %. Este elemento forma una película de óxido de cromo estable a temperatura ambiente que tiene alta resistencia a la corrosión. Entre los principales aceros inoxidables tenemos los aleados al cromo-níquel

austeníticos y los aleados al cromo-martensíticos y

ferríticos. A continuación se estudia la soldabilidad de estos aceros inoxidables. SOLDABILIDAD DE LOS ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS ALEADOS AL CROMO-NÍQUEL. En el estudio de la soldabilidad de los aceros inoxidables austeníticos aleados al cromo-níquel se hace necesario analizar la influencia que ejercen los diferentes elementos aleantes en los mismos. a) Influencia de los elementos aleantes. Los elementos aleantes de los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel son: cromo, carbono, níquel, manganeso, silicio, aluminio, molibdeno, volframio, titanio, niobio, nitrógeno y cobre. El estudio de la influencia que ejerce cada uno de ellos en la formación y propiedades de estos aceros se realiza a continuación: El cromo es el elemento fundamental que caracteriza a los aceros inoxidables y refractarios. Este elemento es el causante del surgimiento de la resistencia a la corrosión, debido a la formación de una película superficial de óxido de cromo que

protege a la aleación de la oxidación, es necesario un 12 ó 13 % de este elemento para que el acero adquiera el carácter de inoxidable. El carbono es un elemento que favorece la formación de la austenita, es decir, amplía el dominio de esta fase en las aleaciones hierro-cromo, por esta razón se dice que es gammágeno. El níquel es un elemento que favorece la formación de la fase

austenítica

(gammágeno) y tiende a aumentar el poder de temple del acero, debido a que disminuye la velocidad crítica de temple. En resumen el níquel estabiliza la fase austenítica dando lugar al acero inoxidable austenítico 18Cr / 8Ni (18 % de cromo / 8 % de níquel). Los aceros austeníticos no presentan puntos de transformación y, por lo tanto, son sensibles al crecimiento del grano por sobrecalentamiento, sin embargo, la acción afinadora del níquel disminuye notablemente esta tendencia al aumento del tamaño del grano, la cual se podría manifestar durante los procesos de soldadura. El manganeso es un elemento gammágeno que aumenta la estabilidad de esta fase en los aceros austeníticos al cromo-níquel; el níquel puede sustituirse total o parcialmente por el manganeso. Existen aceros inoxidables al cromo-manganeso y al cromo-níquel-manganeso que generalmente son bifásicos. La soldabilidad de estos aceros es similar a la de los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel. El silicio es un elemento alfágeno, o sea, tiende a estabilizar la fase ferrítica, este aumenta la resistencia a la oxidación frente a gases oxidantes en caliente en los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel. Un exceso de los contenidos de este elemento en el acero ocasiona el aumento de la tendencia al agrietamiento en caliente de los aceros inoxidables austeníticos, por esta razón debe limitarse su contenido. El aluminio es un elemento alfágeno que actúa de modo similar al silicio, protege al acero frente a la oxidación en caliente y su contenido también debe ser limitado, debido a que aumenta la tendencia al agrietamiento durante el desarrollo de los procesos de soldadura.

El molibdeno es un elemento alfágeno y actúa en los aceros no solamente del punto de vista estructural, sino también porque aumenta la resistencia química frente a los ácidos reductores. El contenido normal de este elemento en los aceros es de 2 - 3,5 % y su acción sobre la estructura es muy importante. Por eso se tiene en cuenta en el diagrama de Shaeffler que se estudia posteriormente. Al molibdeno se le atribuye la causa del aumento de la ductilidad de la austenita a elevadas temperaturas, lo cual ocasiona una disminución de la tendencia al agrietamiento en caliente. El volframio es un elemento

alfágeno que mejora las propiedades mecánicas

en caliente y en frío de estos aceros, pero no tiene influencia directa sobre el aumento de la resistencia a la corrosión. El titanio es un elemento fuertemente alfágeno y sus contenidos normalmente oscilan entre 0,4-0,5 %. Se añade directamente para evitar la corrosión intergranular en estos aceros, la cual se forma producto del empobrecimiento en cromo en determinadas zonas del acero a temperaturas aproximadas entre 500700 °C, debido a la formación de carburos de cromo, al tener el titanio mayor afinidad por el carbono que el cromo; se forman los carburos de titanio y se evita así el empobrecimiento de cromo en algunas zonas del acero, estabilizando de esta forma la resistencia a la corrosión inicial de los mismos. El niobio (colombio) es fuertemente alfágeno y actúa de modo similar al titanio, o sea, como elemento estabilizador, para evitar el empobrecimiento en cromo del acero. Se admite un contenido de niobio de hasta diez veces el del carbono, pero se aconseja no sobrepasar el 1 % en los inoxidables austeníticos al cromoníquel. El niobio puede incluirse perfectamente en las aleaciones refractarias de alto contenido de cromo y

de

níquel (25 Cr-20 Ni, 25C r-12 Ni) por su acción

alfágena. El nitrógeno es un elemento

gammágeno al igual que el carbono y el níquel,

se utilizó en los períodos en que el níquel se encontraba deficitario en el mundo; el 1 % de nitrógeno sustituye el efecto del 10 % del níquel.

El cobre es débilmente gammágeno y se añade en algunas ocasiones a los aceros inoxidables con el objetivo de mejorar la resistencia a la corrosión frente a ciertos medios ácidos. b) Propiedades de los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel. Las principales

propiedades

que

se estudian en los aceros inoxidables

austeníticos al cromo-níquel son: físicas y mecánicas (temperatura de fusión, coeficiente de dilatación lineal, conductibilidad térmica y resistencia eléctrica), en caliente y en frío. Propiedades físicas y mecánicas. La temperatura de fusión de los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel del tipo 18 Cr-8 Ni oscila aproximadamente entre los 1400 y 1430°C de acuerdo con el contenido de carbono en estos, la adición de algunos elementos aleantes disminuyen aún más estos valores. Las temperaturas de fusión de los aceros inoxidables austeníticos al cromoníquel son ligeramente menores que la de los aceros al carbono. De esta forma a estos tipos de materiales es necesario aplicarles menor cantidad de calor que a los aceros al carbono. Estos aceros tienen mayor fluidez en estado fundido que los aceros al carbono. El coeficiente de dilatación lineal de los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel es el 50 % mayor que el de los aceros al carbono, esto conlleva a que las deformaciones en estos aceros sean mayores que en los aceros al carbono. La conductibilidad térmica de los aceros inoxidables austeníticos al cromoníquel es aproximadamente el 40-50 % menor que la de los aceros al carbono, esto significa que estos aceros retienen el calor más tiempo que los aceros al carbono. El efecto de la concentración del calor conjuntamente con el coeficiente de dilatación más grande que en el caso de los aceros al carbono conlleva a deformaciones y tensiones residuales apreciables en la unión soldada. La soldabilidad de los aceros inoxidables austeníticos aleados al cromo níquel del tipo 18/8 se considera condicionada de manera tal que una vez determinada bien

las condiciones de trabajo de la pieza se puede solucionar satisfactoriamente la soldadura de los mismos. En el trabajo de investigación "Estudio para la determinación de las causas de las grietas y problemas de soldadura y corrosión en los reactores (recipientes a presión) de una fábrica de cerveza ", se determina como una de las causas del surgimiento de las grietas por tensocorrosión es el empleo de intensidades de corriente mayores que les recomendadas en los cordones de soldadura manual. [12] La

resistencia

eléctrica

de

los

aceros

inoxidables

austeníticos

es

aproximadamente seis veces mayor que la de los aceros al carbono, esto es la causa de por qué la intensidad de la corriente de soldadura empleada en estos aceros es menor que en el caso de los aceros al carbono cuando se sueldan por los procesos de soldadura por resistencia eléctrica. Propiedades

en

caliente

de

los

aceros

inoxidables austeníticos al

cromo-níquel. Los

aceros

inoxidables

austeníticos

al

cromo-níquel

tienen

excelentes

propiedades en caliente, es decir, a altas temperaturas, sobre todo los más ricos en cromo y níquel, tales como los 25 Cr-12 Ni y los 25 Cr – 20 Ni, los cuales constituyen los aceros refractarios, debido a la resistencia a temperaturas cercanas a los 1000 °C. Propiedades en frío de los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel. Los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel tienen buenas propiedades en frío. El níquel mejora las propiedades en frío, debido a que disminuye el punto de transformación martensítica cuando aumenta el contenido del mismo en el acero y, por lo tanto, se obtiene un crecimiento a la viscosidad de impacto en los mismos. Problemas en la soldabilidad de los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel. Existen tres problemas que afectan la soldabilidad de los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel, los cuales se estudian a continuación:

a) Tendencia al agrietamiento de la zona fundida o de la zona de influencia térmica, la cual depende de la estructura. b) Precipitación de los carburos de cromo, que ocasiona la corrosión de estos aceros. c) Formación de una

fase intermetálica sigma (σ) lo cual provoca la

fragilidad de algunos aceros con concentraciones elevadas de cromo. Tendencia al agrietamiento. La tendencia al agrietamiento de la zona fundida y de la zona de influencia térmica en los aceros inoxidables austeníticos al cromo-níquel ha sido objeto de estudio por varios investigadores, los cuales han propuesto varias hipótesis para formular la causa de la misma, de las cuales la más aceptadaes que plantea que la causa de las grietas que se forman en caliente en estos tipos de aceros se debe a la formación de una película de silicatos que se forma alrededor de los granos de austenita. Algunas experiencias prácticas han dado vigor a esta teoría sobre todo las realizadas sobre uniones soldadas con electrodos que han garantizado en el metal depositado un gran contenido de silicio (Si≥0.6 %), obteniéndose como resultado gran cantidad de grietas en la unión soldada, por otro lado se han ejecutado uniones soldadas con electrodos a base de rutilo y con electrodos básicos, obteniéndose con los primeros mayor cantidad de grietas que en los últimos, debido al exceso de silicio en el metal depositado. Se ha comprobado que la presencia de una pequeña cantidad de ferrita (δ) en la estructura del metal, capaz de precipitar alrededor del grano austenita, evita la presencia de silicatos, es decir, que con una estructura compuesta por austenita + ferrita (dúplex), se evita la tendencia al agrietamiento. Se plantea que con 2-5 % de ferrita es suficiente para evitar el agrietamiento, por lo tanto el metal de aporte debe garantizar un metal depositado con estas características, para esto es necesario el empleo del diagrama de Shaeffler, el cual se explica posteriormente. Algunos autores piensan que el agrietamiento en caliente de estos aceros se debe a segregaciones de bajo punto de fusión ricas en S, P, Mn, Si y algunas veces Nb, y mantienen el criterio de que la fase ferrítica disminuye este tipo de agrietamiento [17].

Existen otros factores de menor importancia que tienen influencia en la tendencia al agrietamiento de estos aceros, estos son: la composición química del metal de la costura, la cantidad de tensiones desarrolladas en la costura y su enfriamiento, y la ductilidad del metal de la costura a altas temperaturas. El B, P, S, Se, Si, Nb y Ta, favorecen la tendencia al agrietamiento, mientras que el carbono y el nitrógeno la reducen. Se recomienda que la magnitud de las tensiones a temperaturas inferiores a los 980°C sea la mínima, así como su enfriamiento, pues sino esto favorece la propagación de las grietas intergranulares. El martillado no es método efectivo para evitar este tipo de grietas que surgen durante el calentamiento. Diagrama de Shaeffler. El diagrama de Shaeffler interrelaciona la composición química del material base y del electrodo con la estructura metalográfica de los mismos y tiene una importancia vital en la determinación de las condiciones de soldabilidad de los materiales estudiados (Figura 1.33). El diagrama de Shaeffler interrelaciona la estructura del acero con la composición química total de este, teniendo en cuenta la influencia del resto de los elementos aleantes, agrupando y cuantificando los mismos en dos grandes grupos: los que favorecen la formación de la fase ferrítica (alfágenos) y los que favorecen la formación de la fase austenítica (gammágenos). Estos resultados de cuantificar la influencia en estos dos grupos se refieren a los elementos que mayor influencia tiene en la formación de estas fases, que son el cromo y el níquel, y que de manera similar que se representa el carbono equivalente para tener una idea de la soldabilidad metalúrgica en los aceros tratados en temas anteriores, ahora se representan en función de cromo equivalente [Cr] y níquel equivalente [Ni], la influencia cuantitativa de los diferentes elementos aleantes en la formación de las estructuras de ferrita y austenita en los estos aceros.

Figura 1.33 diagrama de Shaeffler Las fórmulas correspondientes al cromo y níquel equivalente son [14]: [Cr] = Cr % + Mo % + 1.5 Si % + 0.5 Nb % [1.18] [Ni]= Ni % + 30 C % + 0.5 Mn %

[1.19]

En estas fórmulas se sustituyen los valores en porcientos de los contenidos de estos elementos en el acero o material de aporte depositado en cuestión tales como: Ni %, Cr %, Mo %, C %, etc. Como conclusión el diagrama de Shaeffler permite la selección del electrodo más adecuado para soldar los aceros inoxidables en cuestión. Las estructuras obtenidas en la unión soldada desde la zona de influencia térmica hasta la zona fundida se obtienen uniendo con una recta el punto correspondiente al [Cr] y [Ni] del material base y del material de aporte utilizado. EL contenido de ferrita se puede medir en unos equipos llamados ferritómetros. Es bueno resaltar la importancia de las consideraciones hechas al diagrama de Shaeffler por Bystram [18], el cual divide dicho diagrama en cuatro campos y una zona central, delimitando las características en cada uno de ellos en función de la

estructura, el tamaño del grano, etc. Las características de cada uno de estos campos y de la zona central son las siguientes: Campo 1 En este campo se encuentran los aceros inoxidables al cromo que tienen bajo contenido de carbono y en los cuales se obtiene el crecimiento del grano a temperaturas superiores a los 1 150 °C. Por esta razón las uniones soldadas presentan gran fragilidad en la zona de transición debido a la formación de granos gruesos. Campo 2 En este campo

se

encuentran los aceros

que

originan la formación de la

martensita, es decir, los de estructura mixta de austenita + martensita, y martensita + ferrita. En general tienen tendencia a la formación de grietas por contracción para temperaturas inferiores a 400 °C. Campo 3 En este campo se encuentran los aceros austeníticos-ferríticos. Estos aceros con contenidos superiores al 10 % tienen tendencia a la formación de la fase σ de gran fragilidad en los aceros Fe-Cr, cuando el contenido de cromo es elevado y cuando la permanencia a temperaturas entre 500-600 °C es grande. Campo 4 En este campo se encuentran los aceros austeníticos, los cuales tienen la tendencia al agrietamiento en caliente a temperaturas superiores a los 1 250 °C. Este fenómeno se presenta también en las uniones soldadas con estructuras de austenita - martensita o martensita. Zona central del diagrama. Esta es una pequeña área en la cual existen estructuras de austenita + ferrita. Estos aceros son perfectamente soldables y por esta razón al soldar aceros inoxidables al cromo- níquel, se procura obtener entre el material base y el de aporte, estructuras que se encuentren en esta pequeña área. En la

actualidad

algunos

aceros inoxidables austeníticos resistentes a

altas temperaturas contienen determinadas cantidades de nitrógeno, el cual es un elemento que favorece la formación de la fase austenítica, por eso se

ha realizado para el caso de la utilización de estos aceros una variación en la fórmula de níquel equivalente, incluyendo en ésta la influencia cuantitativa de este elemento, según la fórmula (1.20) y obteniéndose una variación en una parte del diagrama tal como se muestra en la figura 1.34. [Ni] = Ni % + 30 C % + 30 N % + 0.5 Mn %

[1.20]

Figura 1.34 Modificación del Diagrama de Shaeffler para la utilización de los aceros inoxidables austeníticos con nitrógeno en su composición química [6] En la actualidad se han obtenido resultados satisfactorios al soldar tubos de aceros 25/20 con metal de aporte inconel de diferente composición química que el metal base [19]. b) Precipitación de carburos de cromo. La precipitación de los carburos de cromo en los aceros inoxidables austeníticos al cromo - níquel, es la causa fundamental de la corrosión intergranular en los mismos. Los aceros inoxidables austeníticos pueden ser soldados perfectamente lográndose garantizar las propiedades mecánicas de éstos, pero bajo ciertas condiciones ellos pueden presentar tendencia a la corrosión intergranular frente a determinados medios ácidos. Cuando estos aceros son calentados en el rango de temperatura entre 420-870 °C o enfriados lentamente a través de este rango, el carbono se precipita desde la solución sólida, principalmente a la frontera de los

granos de austenita, donde se combina con el cromo formando carburos de cromo, y ocasionan que las áreas adyacentes a estos carburos se encuentran con pobres contenidos de cromo, muy por debajo del límite mínimo de inoxidabilidad del acero y dejándolo en estas zonas propenso a la corrosión intergranular, si el mismo se pone en contacto con determinados medios ácidos [18]. Este tipo de corrosión es característica de los aceros inoxidables austeníticos es uno de los problemas necesarios a resolver en la soldadura de estos materiales. Se han elaborado diversas teorías para explicar la corrosión intergranular en los aceros inoxidables austeníticos, la más aceptada de todas ellas es la que explica la misma sobre la base de la precipitación de los carburos de cromo en los bordes de los granos de austenita, tal como se observa en la figura 1.35 y que ocasiona la descromización del grano de austenita.

Figura 1.35 Precipitación de carburos de cromo alrededor de los granos de austenita en un acero con 0,10 % C, 18 % Cr y 8% Ni, en la zona sensibilizada. (X1500) [119]. La causa de la corrosión intergranular según Bain [6] es la siguiente: la velocidad de formación de los carburos es pequeña a bajas temperaturas, sin embargo crece en el rango de temperaturas entre 600-800 °C. El carburo formado precipita en los bordes del grano. El carbono absorbe el cromo en las proximidades del borde del grano de austenita,

formando

un

carburo

rico

en

cromo

y

ocasiona

una

descromización local adyacente a estos carburos si el contenido de cromo

disminuye a valores menores del 12 %, el cual es el límite mínimo de inoxidabilidad para estos aceros, por lo tanto, esta zona pobre en cromo se encuentra propensa a la corrosión. Si se prolonga el tiempo de permanencia en el rango de la temperatura crítica de sensibilización, se produce una homogeneización del cromo en la estructura y aunque el contenido medio de cromo disminuye, las zonas pobres en carbono se enriquecen de cromo sobrepasando el valor del 12 %. El fenómeno anteriormente descrito se ha comprobado al someter una unión soldada de un acero inoxidable austenítico, incluso con poco contenido de carbono (C = 0.06 %), a una prueba de corrosión con reactivo en ebullición a base de ácido sulfúrico. Se ha observado el surgimiento de dos zonas atacadas por el ácido, situadas paralelas y simétricas a la costura de la unión soldada en cuestión y a las distancias correspondientes de las isotermas de 420 y 870 °C respectivamente que es el rango de temperaturas de formación de los carburos. Estas zonas encontradas simétricamente al cordón de soldadura son más anchas y alejadas del centro de la costura en el caso de los procesos de soldadura con llama oxiacetilénica; que en el caso de los de soldadura por arco eléctrico. Existen varios factores que influyen en la formación de los carburos de cromo, estos son: composición química, rango de temperatura, tiempo de permanencia, estructura del acero y tratamientos térmicos y mecánicos. c) Formación de la fase intermetálica sigma (σ) En el diagrama hierro-cromo se muestra el surgimiento de una fase intermetálica sigma (σ) para concentraciones elevadas de cromo y a temperaturas entre 650900 °C. Esta fase se obtiene generalmente cuando los aceros con alto contenido de cromo se calientan a temperaturas en el rango antes mencionado durante un largo período de tiempo y se debe en su generalidad a una transformación de la fase de ferrita a dicha fase sigma. De lo expuesto anteriormente se deduce que la fase sigma puede encontrarse más fácilmente en los aceros con mayor contenido de cromo tales como los

pertenecientes al tipo 25Cr-20Ni, que en los aceros del tipo 18Cr-8Ni, donde la transformación se lleva a cabo más lentamente. La fase sigma ocasiona la pérdida de la viscosidad de impacto, ductilidad y de la resistencia a la corrosión de estos aceros. SOLDABILIDAD DE LOS ACEROS INOXIDABLES ALEADOS AL CROMO Los aceros inoxidables aleados al cromo se pueden clasificar desde el punto de vista estructural en tres tipos: ferríticos, martensíticos y ferrítico-martensíticos. Los aceros inoxidables al cromo no son susceptibles a la pérdida de la resistencia a la corrosión por la precipitación de carburos alrededor de los granos de austenita, por lo tanto, se consideran estables a esta propiedad en todo el

rango de

temperaturas de los procesos de soldadura. Propiedades físicas y mecánicas de los aceros inoxidables al cromo La temperatura de fusión de estos aceros al igual que en el caso de los aceros inoxidables austeníticos al cromo níquel, es ligeramente menor que la de los aceros al carbono y por eso se hace necesario aplicarles menor cantidad de calor durante los procesos de soldadura. Estos aceros tienen mayor fluidez en estado fundido que los aceros al carbono. El coeficiente de dilatación lineal de los aceros inoxidables al cromo es igual o ligeramente menor que en los aceros al carbono, lo cual conduce a que las deformaciones en éstos sean ligeramente menores que la de los aceros al carbono. La

conductibilidad

térmica

de

los

aceros

inoxidables

al

cromo

es

aproximadamente el 50-65 % menor que la de los aceros al carbono, lo cual significa que al igual que los aceros inoxidables

austeníticos al cromo-níquel

retienen mas calor. La resistencia eléctrica de los aceros inoxidables al cromo es de 3 a 6 veces mayor que la de los aceros al carbono, esta es la causa de porque la intensidad de corriente de soldadura empleada en estos aceros es menor que en el caso de los aceros al carbono cuando estos son soldados por los procesos de soldadura por resistencia eléctrica.

Soldabilidad de los aceros inoxidables aleados al cromo martensíticos. Los aceros inoxidables al cromo del tipo martensíticos deben su resistencia a la corrosión al contenido de cromo en los mismos, el cual se encuentra en valores entre 11,5 y 18 %. En la zona de influencia térmica de estos aceros, durante el desarrollo de los procesos de soldadura, se obtienen estructuras de martensita. La tendencia al agrietamiento de estos puede ser reducida mediante la aplicación de un precalentamiento correcto, pero esto no evita que aparezcan zonas de alta dureza en la unión soldada. Para evitar roturas de la pieza durante el servicio de la misma es necesario aplicarle tratamiento térmico posterior al proceso de soldadura y preferentemente antes de que el calor del precalentamiento desaparezca en la misma. Es necesario destacar que el contenido de carbono en estos aceros es el elemento que mayor influencia tiene sobre la dureza, ductilidad y tendencia al agrietamiento de los mismos. Soldabilidad de los aceros inoxidables aleados al cromo ferríticos. Los aceros inoxidables aleados al cromo del tipo ferríticos tienen contenidos de cromo en valores que oscilan entre 17-27 %, sin cantidades apreciables de elementos formadores de la fase austenítica, tales como: carbono, níquel, etcétera. Estos aceros presentan mayores dificultades para soldarlos que los aceros inoxidables austeníticos aleados al cromo-níquel. Aunque la mayoría de los aceros inoxidables aleados al cromo del tipo ferríticos, aseguran este tipo de estructura a temperaturas ambiente, algunos presentan pequeñas cantidades de austenita durante el calentamiento que pueden transformarse en martensita en el enfriamiento, esta martensita provoca una disminución de la ductilidad en estos aceros. El problema fundamental de los aceros inoxidables aleados al cromo ferríticos durante el desarrollo de los procesos de soldadura es el crecimiento del grano, el cual no puede afinarse por tratamiento térmico posterior, debido a que en estos aceros no existen transformaciones de fase, este crecimiento de los granos provoca la fragilidad del mismo. Algunos elementos aleantes, tales como

nitrógeno, titanio y vanadio, disminuyen esta tendencia del aumento de tamaño del grano. RECOMENDACIONES TECNOLOGICAS PARA LA SOLDADURA DE LOS ACEROS ALEADOS. El objetivo de este aspecto es brindar una guía de pasos tecnológicos a seleccionar en la soldadura manual por arco eléctrico de manera tal que puedan servir para la elaboración del diseño previo de la tecnología de soldadura con vistas a solucionar problemas de soldadura en fábricas, empresas, etc. Se ha enfocado una parte hacia los aceros bajos y medio aleados y otra para los aceros inoxidables aleados al cromo-níquel. Esta guía se divide en tres partes, que son: preparación del trabajo, soldadura y acabado. RECOMENDACIONES TECNOLÓGICAS PARA LA SOLDADURA DE LOS ACEROS BAJOS Y MEDIO ALEADOS. Esta guía es muy parecida a la de los aceros al carbono, por eso a continuación sólo se brindan los pasos tecnológicos que difieren con respecto a estos materiales. Preparación del trabajo: en este aspecto los pasos tecnológicos a tener en cuenta son los mismos que para los aceros al carbono. Soldadura: los pasos tecnológicos que difieren de los aceros al carbono son el precalentamiento y el mantenimiento de la temperatura entre cordones, selección del material de aporte, la cual se debe realizar de acuerdo a si el material debe garantizar propiedades mecánicas u otras, tales como resistencia a la corrosión, etc. En el primer caso la elección de dicho material se debe realizar a garantizar en la unión soldada las propiedades mecánicas mínimas y en el segundo se debe realizar de manera tal de garantizar en la costura la misma composición química del material base, ejecución del cordón de la raíz y ejecución del cordón de relleno Acabado: postcalentamiento, tratamiento térmico posterior y control de la calidad.

RECOMENDACIONES TECNOLÓGICAS PARA LA SOLDADURA DE LOS ACEROS INOXIDABLES ALEADOS AL CROMO-NÍQUEL AUSTENÍTICOS. Preparación del trabajo: preparación de los bordes se puede realizar mediante medios mecánicos (mecanizados) o por arco-aire con electrodos de carbón, dependiendo esto de las posibilidades tecnológicas, calidad y costo, limpieza superficial y colocación relativa de las piezas Soldadura: proceso de soldadura, precalentamiento, selección del material de aporte, ejecución del cordón de la raíz y ejecución del cordón (es) de relleno. Los procesos de soldadura que más se utilizan en la soldadura de estos materiales son: soldadura manual por arco eléctrico con electrodo revestido, soldadura por arco eléctrico con electrodo refractario en atmósfera protectora (TIG), soldadura por arco eléctrico con electrodo consumible protectora (MIG), etc. La selección del electrodo debe tener en cuenta el tipo de material y las condiciones de trabajo de ésta y se deben tener en cuenta las recomendaciones dadas el libro de texto. El empleo del diagrama de Shaeffler es necesario. Acabado. En el acabado se deben observar dos aspectos: tratamiento térmico y control de la calidad, exceptuando el caso del tratamiento térmico de homogeneización para disolver los carburos, no se debe aplicar ningún otro tipo de tratamiento térmico. El control de la calidad se debe efectuar de acuerdo a la importancia del trabajo de la pieza y los exámenes más importantes son: visual, radiográfico, ultrasonidos, hermético, etc. tal y como se encuentra en la bibliografía existente para esto. RECOMENDACIONES TECNOLÓGICAS PARA LA SOLDADURA DE LOS ACEROS

INOXIDABLES

ALEADOS

AL

CROMO

MARTENSÍTICOS

Y

FERRÍTICOS. Las recomendaciones tecnológicas para ejecutar la soldadura de los aceros inoxidables aleados al cromo martensíticos y ferríticos son similares a los de los austeníticos con la diferencia de algunos aspectos tales como: precalentamiento, selección del material de aporte y tratamiento térmico posterior los cuales se pueden observar en el texto anteriormente escrito

1.10. SOLDADURA Y RECUPERACION DE PIEZAS DE HIERROS FUNDIDOS INTRODUCCION. Los hierros fundidos son unos de los materiales que mayores dificultades presentan para la reparación de los mismos mediante los procesos de soldadura; por esta razón es que se estudian los diferentes problemas que tienen, para posteriormente dictaminar las recomendaciones para su soldadura. DEFINICION Y PROPIEDADES DE LOS HIERROS FUNDIDOS. 1. Definición y particularidades de los hierros fundidos. Los hierros fundidos son aleaciones de hierro y carbono, en los cuales el contenido de este último varía teóricamente entre 2 y 6,7 %, aunque en la práctica es de 2,6 y 3,7 %. Los elementos que siempre se encuentran presentes en los hierros fundidos son: C, Mn, Si, P y S, aunque en algunos tipos se pueden encontrar: Ni, Cr, Cu, etc. Al igual que los aceros, los hierros fundidos son aleaciones de hierro y carbono, pero se diferencian de éstos en los siguientes aspectos: - mayor contenido de carbono. - en su estructura puede aparecer la ledeburita, perlita, ferrita y grafito. - mayor contenido de Si, Mn, P y S. - menor punto de fusión 1 150 °C, lo que provoca una mayor fluidez. - poca capacidad a la deformación. Existen diferentes tipos de hierros fundidos de acuerdo con el método de obtención de los mismos y a la forma en que se encuentre el carbono en ellos, éstos son: hierros fundidos grises, de alta resistencia (nodular), blancos, maleables, con grafito compactado y aleados con cromo, níquel, etc. para buscar características específicas tales como resistencia al calor, corrosión, etc. La estructura y propiedades de los hierros fundidos dependen fundamentalmente de los siguientes factores: composición química, velocidad de enfriamiento y tratamiento térmico, los cuales serán estudiados a continuación. Composición química. La composición química tiene una influencia determinante sobre la estructura y propiedades de los hierros fundidos, la presencia de los elementos tales como: C,

Si y Ni, favorecen la grafitización de éstos, mientras en el Mn y el Cr da lugar a la formación de la cementita. Al aumentar el contenido de Si en valores iguales o superiores al 2 %, comienza a formarse una cantidad de grafito a expensas del carbono combinado en forma de cementita. Este efecto conjunto entre el C y el Si sobre la estructura de los hierros fundidos se muestra en el diagrama de Maurer, el cual se ilustra en la figura 1.36.

Figura 1.36. Diagrama de Maurer [20]. I- Hierro fundido blanco. II- Hierro fundido gris perlítico. III- Hierro fundido gris ferrítico. El contenido de silicio en los hierros fundidos generalmente se encuentra entre (0,5 - 3) %, lo que da la posibilidad de obtener diferentes estructuras en los mismos. Si el contenido de este elemento es superior al 2 %, se forman vetas muy grandes y se corre el peligro de obtener poros si se suelda en frío. El manganeso favorece la formación del carburo de hierro (Fe3C) o el carburo complejo de cementita (MnFe)3 C, el cual es de mayor estabilidad. Este efecto del

manganeso se nota para bajos porcientos del mismo, no sobrepasando por lo general el 1 % en los hierros fundidos normales. El azufre favorece la formación de la cementita, pero esta influencia es poco notable cuando existen cantidades apreciables de carbono y silicio. Este elemento disminuye la fluidez del hierro fundido, por lo cual se limita su máximo contenido en el 0,2 %. El fósforo es un elemento que se encuentra en valores entre 0,1 y 0,8 %, el mismo se introduce a los hierros fundidos, con el objetivo de aumentar la fluidez de estos materiales debido a la formación de la eutéctica fosfórica Fe-Fe3C-Fe3P, la cual tiene bajo punto de fusión (950°C). La influencia de este elemento en la grafitización o formación de carburos de hierro es nula. Se puede adicionar níquel, cromo, molibdeno y cobre para producir hierros fundidos aleados. Velocidad de enfriamiento La cantidad de carbono en forma de grafito o de cementita depende de la velocidad de enfriamiento, de manera tal que con velocidades lentas se obtiene el carbono en forma libre y si se enfría rápidamente el carbono sigue combinado y se obtiene la cementita. En el primer caso se obtiene el hierro gris y en el segundo el blanco. La velocidad de enfriamiento está relacionada con el espesor de la pieza en cuestión, de manera que mientras mayor sea el espesor de la pieza, menor será la velocidad de enfriamiento. En la figura 1.37 se muestra un diagrama más completo que el de Maurer, ya que da la estructura de los hierros fundidos no sólo en función del contenido de carbono y silicio, sino también del espesor de la pieza, o sea, de la velocidad de enfriamiento.

Figura 1.37 Relación entre el contenido de carbono, silicio, espesor de la pieza y estructura de los hierros fundidos [20]. Tratamientos térmicos. Los tratamientos térmicos de los hierros fundidos se dan para eliminar tensiones internas, disminuir dureza y mejorar la microestructura, éstos son los siguientes: recocido para eliminar tensiones internas, recocido para la disminución de la dureza y normalizado para mejorar la microestructura. En el caso de piezas donde se deben realizar inspecciones radiográficas o ultrasónicas, el tratamiento térmico debe aplicarse después de realizadas éstas, pues si se presentan defectos y es necesaria su reparación, entonces el costo se eleva ya que la operación del tratamiento térmico es cara. Propiedades de los hierros fundidos. Los hierros fundidos están compuestos por la base metálica y el grafito, los valores de las propiedades mecánicas de los hierros fundidos están dados fundamentalmente por la base metálica aunque la forma, tamaño, cantidad y distribución del grafito tienen influencia en los valores de tales propiedades. La base metálica de los hierros fundidos puede ser: ledeburíticos, atruchados (intermedios), perlíticos, perlítico-ferríticos y ferríticos. Estas bases metálicas en los hierros fundidos dan valores diferentes en las propiedades mecánicas de los mismos.

El grafito se puede presentar bajo cuatro formas diferentes que son: laminar, cuando se presenta en forma de láminas dispersas por la base metálica; esferoidal, que se obtiene con la adición de magnesio o cerio al hierro fundido, con lo cual se mejoran las propiedades mecánicas grandemente, de roseta, que se obtiene mediante el recocido del hierro fundido blanco y que es típico de los hierros fundidos maleables y el hierro fundido vermicular en el cual el grafito se encuentra en forma de muelles o gusanillos muy pequeños El grafito disminuye las propiedades mecánicas de los hierros fundidos debido a que reduce la sección de la pieza, pues se considera como una cavidad dentro del mismo, ya que éste no tiene ninguna resistencia y además porque constituye un centro de concentración de tensiones. Sin embargo el grafito da algunas ventajas al hierro fundido en comparación con el acero, como por ejemplo; facilita la elaboración al corte, imprime acción lubricante y aumenta la resistencia a la vibración. A continuación se estudian las características de los diferentes tipos de hierros fundidos existentes. Hierros fundidos grises Los elementos esenciales del hierro fundido gris son: carbono, silicio, fósforo, manganeso y azufre; la base metálica de los mismos puede ser: ferríticos, ferríticos-perlíticos, perlíticos, atruchados y ledeburíticos. El grafito puede encontrarse en forma de láminas gruesas o de pequeñas escamas. El nombre de hierro fundido gris se debe a que su fractura es de color grisáceo y al ser frotado ocasiona tizne en los dedos, debido al grafito en su estructura. Es el más empleado. Mientras más uniforme se encuentre el grafito en la estructura, mejores propiedades tendrá. En los hierros fundidos grises los límites de tracción y fluencia manifiestan valores cercanos; es decir, en ellos la deformación plástica es muy pequeña, por lo tanto el material de aporte se encarga de absorber las tensiones originadas.

Hierros fundidos de alta resistencia (nodulares) El hierro fundido de alta resistencia se obtiene añadiendo magnesio en una cantidad de 0,3 a 1,2 % del peso de la carga del hierro, cuando la temperatura de éste se encuentre entre 1 400 - 1 450°C, de esta manera se obtiene un grafito en forma de nódulos o esferoidal, lo que conlleva un aumento en las propiedades mecánicas. La base metálica de estos hierros puede ser: ferrítica, ferrítica-perlítica o perlítica. Los hierros fundidos de alta resistencia se pueden obtener también por adición de cerio en la colada. Hierros fundidos blancos El hierro fundido blanco es una aleación de hierro y carbono, en la cual todo el carbono se encuentra combinado en forma de cementita (Fe3C). Su nombre se debe a que su fractura es de color blanco. Los hierros fundidos blancos son muy duros y frágiles (500-600) HB por lo que no son fácilmente maquinables, estos tipos de materiales se consideran insoldables y el campo de aplicación es limitado a piezas resistentes a la fricción sin impactos. Hierros fundidos maleables El hierro fundido maleable se obtiene mediante el tratamiento térmico llamado recocido de grafitización (maleabilización) al hierro fundido blanco. La base de estos materiales puede ser: ferrítica, ferrítica-perlítica y perlítica, y el grafito obtenido en el tratamiento térmico es en forma de roseta, lo cual provoca alta resistencia a la tracción, elevada plasticidad y viscosidad de impacto. En ocasiones se alcanzan resistencias a la tracción iguales que en los aceros y una ductilidad algo menor, por lo que la soldabilidad es mejor que la de los grises. La tecnología de soldadura a emplear es la misma que para los hierros grises. Los hierros fundidos aleados son aquellos que contienen elementos aleantes tales como: Cr, Ni, Mn, Si, Al, Cu, Ti, Mo y V, los cuales influyen en la microestructura y propiedades de los mismos.

PROBLEMAS EN LA SOLDABILIDAD DE LOS HIERROS FUNDIDOS. La aplicación del proceso de soldadura a los hierros fundidos es un caso especial, debido a que en la generalidad de los casos es un método de reparación de piezas y en muy pocos de fabricación de las mismas, por esta razón no solamente será necesario analizar los problemas en la soldabilidad de los hierros fundidos como material en sí, sino también las condiciones de trabajo previas a la reparación de la pieza, las cuales dificultan su recuperación mediante los procesos de soldadura. Exceptuando los hierros fundidos blancos que prácticamente no son soldables, se presentan problemas fundamentales y secundarios en la soldabilidad de los hierros fundidos. Problemas fundamentales en la soldabilidad de los hierros fundidos, a) El surgimiento de grietas debido a las características físico-químicas del material (plasticidad casi nula), lo cual se estudia más adelante con mayor detenimiento en el calentamiento y enfriamiento de los hierros fundidos y su relación con las propiedades mecánicas. Esto constituye un problema específico en la soldadura de los hierros fundidos. La presencia del grafito en forma laminar constituye un factor que favorece el desarrollo del agrietamiento. b) La formación más o menos localizada de cementita Fe3C (fundición blanca), se puede presentar, tanto en la zona fundida como en la zona de influencia térmica y que es llamada por algunos operarios en la práctica por el término de granos duros, dificulta grandemente la maquinabilidad de los hierros fundidos, cuestión en muchas ocasiones necesaria en la reparación de algunas piezas de estos materiales. Este problema tiene lugar al quemarse el silicio el cual favorece el fenómeno de la grafitización y también debido a la rápida velocidad de enfriamiento. "Relación entre el calentamiento y el enfriamiento y las propiedades mecánicas en los hierros fundidos" Los hierros fundidos tienen baja resistencia a la flexión, la deformación unitaria es nula con excepción de los hierros fundidos maleables, la forjabilidad sólo es posible a elevadas temperaturas y la gran fragilidad, especialmente del hierro

fundido laminar perlítico, constituyen dificultades en la soldadura de los hierros fundidos, pero por ser la plasticidad la propiedad que más problemas presenta en la soldadura de los hierros fundidos, especialmente en los grises, es que se analiza con mayor detenimiento. La plasticidad es tan baja que en algunas ocasiones es casi nula a temperatura ambiente y la misma provoca el desarrollo de tensiones internas en el material y, por lo tanto, el agrietamiento durante el proceso de soldadura. Con el calentamiento local en una pequeña masa de material tal y como ocurre en los procesos de soldadura con calor (fusión) (Figura 1.38), se producen dilataciones en todas las direcciones y las fibras del material adyacente a esa masa calentada o fundida se encuentran sometidas a tensiones de compresión. Durante el enfriamiento se producen contracciones y entonces las tensiones a que está sometida dicha masa son de tracción.

Figura 1.38 Proceso de calentamiento y enfriamiento del material base [6]. En la soldadura sin precalentamiento, el material tiende a aumentar de volumen uniformemente en el punto caliente, la masa del material alrededor de este punto caliente evita este aumento de volumen debido a su resistencia y se crean de esta forma tensiones de compresión (σc), que actúan en todas las direcciones (Figura 1.38 a). Durante todo este proceso aún no existe problema, porque los hierros fundidos tienen una cierta resistencia a la compresión y además con el aumento de la temperatura, aumenta la plasticidad de los mismos, pero durante el enfriamiento el material que se calentó, ahora se enfría y las fibras que anteriormente se

encontraban a compresión, ahora se encuentran a tracción (σt), tal y como se observa en la (Figura 1.38 b), conjugándose entonces dos cuestiones críticas de los hierros fundidos, una que el hierro fundido tiene una baja resistencia a la tracción y otra que con la disminución de la temperatura disminuye la plasticidad de estos materiales, ocasionando esto el surgimiento de grietas, tanto en la zona fundida como en la zona de influencia térmica, lo cual constituye la problemática fundamental en la soldadura de los hierros fundidos. Si el material es plástico, como en el caso de los aceros, sucede todo el proceso descrito anteriormente, pero el material no se agrieta debido a que los aceros tienen buena resistencia a la tracción y mayor plasticidad que los hierros fundidos, lo cual permite soportar el valor de las tensiones que se desarrollan en el proceso de calentamiento aunque después de todo esto, en la pieza permanezcan estas tensiones internas. Las magnitudes de las tensiones de compresión y tracción dependen de dos factores; que son: - Diferencia de calentamiento (temperatura) entre la masa calentada y la zona adyacente a ésta. - Cantidad de la masa calentada. Si se efectúa un determinado precalentamiento total a toda la zona adyacente de la masa calentada, las magnitudes de las tensiones disminuyen debido a que entonces la misma y su zona adyacente aumentan y disminuyen de dimensiones de una manera más uniforme. Este es el principio en el cual se fundamentan los métodos de "soldadura en caliente" de los hierros fundidos. Mientras mayor sea la cantidad de la masa calentada, las magnitudes de las tensiones de compresión y tracción crecen, por lo tanto otra posibilidad sería tratar de disminuir ésta de manera tal que las tensiones que se producen sean soportables por la resistencia del material, o sea depositando pequeñas cantidades de material. Este es el principio en el cual se fundamentan los métodos de "soldadura en frío" de los hierros fundidos.

Problemas secundarios en la soldabilidad de los hierros fundidos. a) La formación de poros en la zona fundida, debido a que por el alto contenido de carbono en estos materiales, se forman óxidos de carbono (CO, CO2), que no tienen tiempo de escapar del baño fundido por su rápido enfriamiento. b) La formación de una película refractaria de óxidos de silicio y manganeso durante el proceso de soldadura, la cual tiene un alto punto de fusión con respecto al metal base. c) La alta fluidez de los hierros fundidos que es necesaria desde el punto de vista de fabricación de los mismos, provoca la dificultad de soldar estos materiales en posiciones inclinadas, verticales y sobrecabeza.´ Condiciones previas a la reparación por soldadura en piezas de hierros fundidos. En algunas ocasiones las condiciones de trabajo de la pieza, previas al proceso de recuperación mediante soldadura ocasionan problemas que dificultan la reparación de éstas, las cuales se estudian a continuación. Crecimiento del hierro fundido. El fenómeno del crecimiento de estos materiales se presenta cuando la pieza trabaja durante largos períodos de tiempo por encima de los 400°C o sufre calentamientos reiterados por encima de esta temperatura y muy especialmente por sobre 800 °C, lo cual provoca un aumento del volumen y un gran desarrollo de tensiones internas en la pieza, como por ejemplo sucede en las puertas de hornos, turbinas de vapor, motores de combustión interna, etc. La causa del crecimiento de estos materiales es la descomposición de la cementita (Fe3C) en hierro (Fe) y carbono (C), lo cual provoca el aumento de volumen en el material. Este aumento de volumen y el subsiguiente desarrollo de tensiones internas ocasionan la insoldabilidad de estas piezas, ya que las mismas se agrietan durante el proceso de soldadura. Infundibilidad. Este fenómeno se presenta en piezas que han estado en contacto con aceites, grasas y agua de mar durante largo tiempo, debido a que las mismas se embeben o empapan de las mimas y luego con el calor localizado del proceso de soldadura,

ellas salen a la superficie para evitar fundir el metal y ocasionar la infundibilidad del mismo. De esta forma no se logra un baño de soldadura correcto y las gotas del metal de aporte se disgregan o resbalan por la superficie de la pieza o bordes de soldadura. La soldadura de estas piezas se realiza precalentando con llama oxiacetilénica el lugar donde se va a soldar durante determinado período, para facilitar la salida de estas sustancias de los bordes de soldadura, luego se suelda sin que se presente el fenómeno de infundibilidad, mas adelante se brindan otras formas de solucionar este problema. Quemado. El quemado de las piezas de hierro fundido consiste en la oxidación tanto superficial como interna en el material y ocurre cuando éstas trabajan a altas temperaturas (400°C). Los hierros fundidos quemados se caracterizan por una superficie con óxidos visibles (Fe2O3, Fe3O4 y FeO) y una oxidación interna. El óxido de hierro tiene mayor volumen que el hierro puro y entonces se aumenta la dureza del material. Todo lo anteriormente expuesto sumado a la suciedad y rugosidad superficial traen como consecuencia que la soldadura de estas piezas sea difícil. PRINCIPIOS DEL PRECALENTAMIENTO EN LA SOLDADURA DE LOS HIERROS FUNDIDOS. En el dominio de la tecnología de soldadura de los hierros fundidos no es necesario sólo conocer el proceso de fusión del metal base y metal de aporte, la forma correcta del cordón, etc. sino también determinar el proceso tecnológico más adecuado para obtener una unión soldada de calidad, donde el precalentamiento juega un papel fundamental. Por esta razón se estudian a continuación los principios del precalentamiento, sus formas y la selección de la temperatura de precalentamiento. Principios del precalentamiento. El precalentamiento de los hierros fundidos se define por los siguientes principios: a) Se soldará con o sin precalentamiento? b) Si se precalienta, de qué forma, local o total?

c) El precalentamiento se utiliza sólo cuando es indispensable y hasta la temperatura a que es necesario. En el precalentamiento de los hierros fundidos deciden, en primer lugar, los problemas relacionados con la baja plasticidad de los materiales y, en segundo lugar, los relacionados con los problemas metalúrgicos puros, o sea, la tendencia a la formación de la cementita (Fe3C) En la selección del precalentamiento de una forma local o total será necesario analizar si durante el calentamiento existe la libre dilatación tal como se observa en la figura 1.39, es decir, la no aparición de las tensiones de compresión (σc) y de tracción (σt).

Figura 1.39 Libre dilatación. Desde el punto de vista de las propiedades mecánicas de los hierros fundidos no será necesario el precalentamiento de las piezas cuando existe la libre dilatación, pero sin embargo, para evitar la formación de la cementita se le aplica un ligero precalentamiento local. En piezas de hierros fundidos rígidas, es decir, cuerpos huecos reforzados, con nervios, etc. el calentamiento local es inútil y entonces es indispensable el calentamiento total, el cual debe ser uniforme en todas las dimensiones y secciones. En la soldadura de piezas grandes se aplica un precalentamiento local, mantenido durante el proceso de soldadura para lograr la libre dilatación de la pieza, sin embargo, este precalentamiento debe darse de acuerdo con la forma de la pieza y el lugar de la rotura para poder obtener la libre dilatación, tal como se aplica en las partes B y C de la pieza que se ilustra en la figura 1.40, la cual tiene una rotura en el punto A.

Figura 1.40 Precalentamiento en puntos necesarios. Es necesario que el precalentamiento se aplique sólo cuando hace falta, ya que esto ocasiona ciertas desventajas, tales como: a) Manipulación difícil de la pieza a reparar y mayor riesgo de accidentes. b) Dificultad de operación por el calor de radiación. c) Costos en el calentamiento y accesorios necesarios para realizar el mismo. 2. Formas de precalentamiento. Entre las diferentes formas para efectuar el precalentamiento de los hierros fundidos se tienen: a) Precalentamiento local - Llama oxiacetilénica. - Hornos de llama. - Calentamiento por inducción. b) Precalentamiento total - Hornos de resistencia eléctrica. - Hornos de fragua o forja. - Pozos de calentamiento. 3. Selección de la temperatura de precalentamiento. La temperatura de precalentamiento debe ser la mínima posible, para evitar gastos innecesarios y malas condiciones de operación, no obstante el establecimiento de esta temperatura se rige aún por recomendaciones prácticas. A continuación

se

recomiendan

calentamiento local o total.

algunas

de

estas

temperaturas

para

el

a) Precalentamiento local. La temperatura de precalentamiento necesaria se da en función de la deformación localizada requerida, para una separación tal que libere el empotramiento. Esto puede calcularse en algunos casos por las ecuaciones de dilatación lineal correspondientes, generalmente no sobrepasa los 300°C. b) Precalentamiento total. La temperatura de precalentamiento depende de la rigidez de la pieza, del método de reparación y de la posición y dimensiones del defecto. Sin embargo, en algunos casos se procede al contrario, es decir, que se selecciona el método de reparación de acuerdo con la posibilidad de calentamiento, tal como sucede en el caso de piezas de grandes dimensiones. En piezas de menor rigidez, es decir, cuando se trata de piezas que no están completamente cerradas, con paredes que no estén reforzadas o donde admita cierta

deformación

en

flexión,

se

recomienda

una

temperatura

de

precalentamiento entre 300 y 400°C, como por ejemplo en cajas de reductores de velocidad, cárter de motores, etc. En piezas de mayor rigidez, como en el caso de los block de motores, cuerpos de bomba, etc., la temperatura de precalentamiento que se recomienda está entre 600 y 800°C. En la soldadura fuerte se recomienda una temperatura de precalentamiento igual a la mitad de la recomendada con respecto a la rigidez de la pieza, por ejemplo si es necesario un precalentamiento de 600°C y se necesita soldar con soldadura fuerte, la temperatura de precalentamiento recomendada es de 300°C. Esto se debe a la menor temperatura de trabajo de este método, así como también la posibilidad de deformación del metal de aporte. La recomendación de la temperatura de precalentamiento en función de la colocación, forma y dimensiones de la grieta o rotura es la siguiente: si la grieta termina en una arista o en un agujero, es recta y corta, la temperatura de precalentamiento recomendada está entre 350 y 400°C y en este caso para la soldadura heterogénea entre 175 y 200°C; si la grieta no tiene salida a ningún borde de la pieza y es ramificada aunque sea corta, se recomienda una

temperatura de precalentamiento entre 600 y 750°C y en el caso de soldadura heterogénea entre 300 y 375°C. SOLDABILIDAD DE LOS HIERROS FUNDIDOS. La soldadura de los hierros fundidos se puede ejecutar mediante el procedimiento de soldadura manual por arco eléctrico y de llama oxiacetilénica. En la soldadura manual por arco eléctrico y llama oxiacetilénica se pueden obtener uniones soldadas de buena calidad en hierros fundidos grises, maleables y nodulares; la mayoría de los trabajos se realizan en los grises. En el trabajo con los hierros fundidos se encuentran tres campos de aplicación: a) Recuperación de piezas con defectos de fundición. b) Recuperación de piezas fundidas con grietas (roturas) o desgastes debido al trabajo. c) Ensamblaje de piezas por soldadura. a) Recuperación de piezas con defectos de fundición. En la recuperación de piezas de hierros fundidos se pueden encontrar con mucha frecuencia defectos originados en el proceso de fundición, tales como: poros, picaduras. socavaduras, etc. los cuales se pueden reparar mediante los procesos de soldadura. A este grupo pertenecen los que aparecen después del proceso de fundición y que se deben a errores en el mismo. b) Recuperación de piezas fundidas con grietas o desgastes. En este grupo se encuentra una gran cantidad de casos de piezas que se han agrietado o roto y también otras que presentan desgastes superficiales. Se han desarrollado materiales de aporte que satisfacen las exigencias necesarias para la recuperación de piezas con problemas de desgaste superficial, abrasión, corrosión, etc. c) Ensamblaje de piezas por soldadura. El ensamblaje de piezas por soldadura durante la fabricación se considera como un proceso aislado o excepcional como es el caso de la fabricación de impelentes de bombas de alta presión, entre otros. En el proceso de soldadura manual por arco eléctrico se desarrolla una temperatura superior al de la llama oxiacetilénica, sin embargo, el calor total en el

arco es menor debido a que se puede ejecutar a una velocidad mayor y por esto la magnitud de la zona de influencia térmica es menor y las deformaciones disminuyen. SOLDABILIDAD DE LOS HIERROS FUNDIDOS GRISES. En la soldabilidad de los hierros fundidos grises se estudian los procedimientos de soldadura manual por arco eléctrico y el de soldadura manual con llama oxiacetilénica, los cuales tienen una relación directa con los métodos de "soldadura en frío" y "soldadura en caliente" de los hierros fundidos. A) TECNOLOGÍA DE SOLDADURA MANUAL POR ARCO ELÉCTRICO. En la soldadura y recuperación de piezas mediante el procedimiento de soldadura manual por arco eléctrico se emplea en la mayoría de las ocasiones la soldadura en frío. SOLDADURA EN FRÍO. En la soldadura en frío se debe aplicar una tecnología tal que garantice una temperatura aproximada a los 60°C (tibia) en la pieza con la cual se trabaja de manera tal que se pueda soportar (medir) por las manos del operario. A continuación se dan las principales recomendaciones en lo que respecta a la preparación de las piezas, proceso de soldadura y enfriamiento. Preparación de la pieza: las superficies de las piezas que se van a soldar debe estar libre de aceites, grasas, suciedades, pinturas, etc., todo el material sucio debe ser eliminado con disco abrasivo o en su defecto con cincel hasta obtener el brillo metálico, en el caso de eliminación de grietas se deben observar bien las superficies con ayuda de una lupa para precisar los finales de éstas y luego taladrar en estos lugares con una broca de aproximadamente 3 mm de diámetro (Figura 1.41 a), en el caso de roturas, la preparación de bordes se debe realizar sin cantos agudos (vivos) y las dimensiones se pueden observar en la figura 1.41 b.

Figura 1.41 Preparación de los bordes para la soldadura en frío [21]. Proceso de soldadura: se debe aplicar un pequeño precalentamiento para lograr una temperatura en la pieza aproximadamente de 60°C, se debe soldar en posición plana, se debe soldar con electrodos de pequeño diámetro (2-3) mm y con las menores intensidades de corriente eléctrica posibles, se debe emplear la corriente directa con polaridad invertida (CDPI) a menos que el fabricante especifique lo contrario, se debe mantener un arco corto, los cordones se depositan con una longitud máxima de 10 veces el diámetro y un ancho de 2 veces. Deben ser rectos y se deben depositar de forma alterna (salteada), los cordones se deben martillar en caliente, en el caso de cordones simples en línea recta se debe usar la técnica de cordón por detrás, tal y como se muestra en la figura 1.42, se deben seleccionar electrodos a base de níquel, níquel-hierro, níquel-cobre y acero inoxidable., en ocasiones es necesario utilizar la combinación de electrodos basándose en níquel puro y níquel-hierro, aumenta las propiedades mecánicas (Figura 1.43).

Figura 1.42 Técnica del cordón por detrás [21].

Figura 1.43 Combinación de electrodos basándose en níquel puro y níquel hierro [21]. Cuando es necesario ejecutar costuras con varios cordones (multicapas), entre hierros fundidos y otros metales, realizar reconstrucción de defectos en superficies grandes o ejecutar costuras bajo condiciones de rigidez severas se puede emplear la técnica del enmantequillado) (Figura 1.44), la cual consiste en aplicar una capa superficial en los bordes previo al proceso de unión y luego soldar. Esto disminuye el nivel de las tensiones internas y la formación de estructuras frágiles.

Figura 1.44 Técnica de enmantequillado. [21] Enfriamiento: se debe garantizar al final de la operación de soldadura un enfriamiento lento y en ocasiones antes del enfriamiento se aplica un tratamiento térmico para disminuir tensiones y dureza. Soldadura manual por arco eléctrico utilizando espárragos roscados. Se emplea para piezas de hierro fundido de grandes dimensiones y cuando no existe la posibilidad de emplear otra tecnología y se ejecuta con electrodos de acero de bajo contenido de carbono. Los espárragos se van soldando de forma circular (Figura 1.45).

Figura 1.45 Soldadura con espárragos roscados [6].

Se debe evitar el sobrecalentamiento para eliminar la posibilidad del surgimiento de grietas. Las principales dimensiones de los elementos de la unión soldada son: d = (0.15 - 0.2) S

(1.21)

3 < d < 16 mm x = (4 - 6) d

(1.22)

e = (1.5 - 2) d

(1.23)

h1= 2 d h2 = (0.8 - 1.2) d a = (1.5 - 2) d

(1.24) (1.254)

Este método es seguro pero muy costoso y tiende al enriquecimiento de carbono y al surgimiento de grietas en la unión soldada. SOLDADURA EN CALIENTE. La soldadura en caliente se emplea con más frecuencia en los procesos de soldadura con llama oxiacetilénica con excepción de los casos de piezas compactas y de espesores grandes donde se puede analizar la posibilidad del empleo de la soldadura manual con electrodos a base de en níquel-hierro y a temperatura de precalentamiento que no excedan los 350 °C. Es obligatorio un enfriamiento lento del cordón. Tecnología de soldadura manual con llama oxiacetilénica. El proceso de soldadura manual con llama oxiacetilénica impone una transferencia de calor lenta y paulatina, lo cual favorece la grafitización de los hierros fundidos. El dominio de algunos factores prácticos puede eliminar la formación de la cementita (Fe3C), son: composición química del material de aporte, velocidad de enfriamiento de las piezas, regulación del soplete (antorcha) y método de soldadura. Soldadura en caliente. En el desarrollo de la soldadura en caliente se deben tener en cuenta las siguientes recomendaciones en lo que respecta a la preparación de las piezas, proceso de soldadura y enfriamiento.

Preparación de las piezas: se deben limpiar bien las superficies que se van a soldar de aceites, grasas, suciedades, pinturas, etc. y también se debe eliminar todo material sucio con disco abrasivo o en su defecto con cincel hasta obtener el brillo metálico, se debe efectuar una buena limpieza con cepillo metálico y la preparación de bordes y eliminación de grietas debe efectuarse por el cincelado, maquinado o disco. Proceso de soldadura: se debe utilizar una llama neutra (reductora) o ligeramente carburante y la pieza debe calentarse a altas temperaturas. Se recomienda el método de soldadura a izquierdas y los materiales de aporte recomendados pueden ser de hierros fundidos y aleaciones a base de cobre. Enfriamiento: se debe garantizar al final de la operación de soldadura un enfriamiento lento. Tecnología de soldadura para piezas impregnadas en aceite. Estas piezas son las que presentan el fenómeno de la "infundibilidad" el cual fue tratado anteriormente; el problema esencial para establecer una unión soldada de calidad es eliminar el aceite impregnado en las proximidades de los bordes de soldadura para luego poder soldar las piezas. A continuación se dan una serie de recomendaciones para lograr lo anteriormente expuesto: 1. Si el aceite impregnado es superficial se puede eliminar utilizando un solvente. 2. Si el aceite impregnado ha logrado penetrar de manera profunda en las paredes del hierro, entonces existen varias formas para eliminarlo, éstas son: a) Calentar la superficie de la pieza con llama oxiacetilénica a altas temperaturas. b) En los casos más críticos se deposita un cordón con un electrodo y entonces se elimina éste. 3. Se debe efectuar la técnica del enmantequillado con electrodos a base de hierro-níquel, el cual asegura una buena unión y luego el rellenado con capas de electrodos a base de hierro-níquel y de níquel puro. Tecnología de soldadura en hierros fundidos fatigados o quemados. Estas piezas son las que presentan el fenómeno del "quemado de los hierros fundidos" el cual fue tratado anteriormente. La solución del problema consiste en

eliminar la capa superficial hasta obtener una zona sin óxidos y limpia antes de ejecutar el proceso de soldadura. Soldabilidad de otros tipos de hierros fundidos. En este aspecto se estudian las principales diferencias y recomendaciones en la soldadura de otros tipos de hierros fundidos tales como: alta resistencia (nodulares), maleables, etc. Se debe mantener las recomendaciones hechas con respecto a la preparación de las piezas para la soldadura. Soldabilidad de los hierros fundidos de alta resistencia (nodulares). 1) Soldadura manual por arco eléctrico de los hierros fundidos de alta resistencia (nodulares). Las piezas de hierros fundidos de alta resistencia que presentan poco empotramiento pueden ser soldadas lo mismo con el electrodo a base de níquelhierro que a base de níquel, sin embargo, cuando el empotramiento de las piezas es muy grande deberán utilizarse electrodos a base de níquel-hierro, debido a que el metal depositado por el mismo tiene mayor resistencia y ductilidad que el obtenido con el de níquel. Los hierros fundidos de alta resistencia deben ser recocidos inmediatamente después de la soldadura. 2) Soldadura oxiacetilénica de los hierros fundidos de alta resistencia. La soldadura oxiacetilénica de los hierros fundidos de alta resistencia es más difícil que la de los hierros fundidos grises, debido a la gran cantidad de poros que se presentan en la misma. La formación de estos poros se debe al bajo punto de ebullición del magnesio, el cual es menor que el del hierro fundido de alta resistencia. Soldabilidad de los hierros fundidos maleables. 1) Soldadura manual por arco eléctrico de los hierros fundidos maleables. Los hierros fundidos maleables son blandos y dúctiles, pero cuando éstos se sueldan

mediante

arco

eléctrico

sufren

altos

calentamientos

y

rápidos

enfriamientos, lo cual crea condiciones para la reaparición del hierro fundido blanco con las características de dureza y fragilidad; por esta razón para obtener una costura con las exigencias que plantean los hierros fundidos maleables se

deben soldar con precalentamientos pequeños que no sobrepasen las temperaturas entre 20 y 150°C. Los electrodos en dichos materiales serán el ENi y el ENiFe, los cuales deben estar completamente secos. 2) Soldadura oxiacetilénica de los hierros maleables. La resistencia original de un hierro fundido maleable no se puede lograr mediante la soldadura oxiacetilénica con el empleo de un metal de aporte de hierro nodular, debido a la gran diferencia existente entre el punto de fusión de un hierro maleable y el punto de fusión de un metal de aporte de hierro nodular conteniendo cerio, el cual es de 90 a 150°C menor. APLICACIONES. 1. Rellenado de defectos de fundición Se necesita rellenar el defecto de fundición en el buje de hierro fundido gris que se ilustra, con la composición química siguiente: C = (3.1-3.4) %, Mn = (0.5-0.7) %, Si = (1.9-2.2) %

Figura 1.46 Buje de hierro fundido gris

Preparación de la pieza 1. Se deben eliminar de costras, óxidos, etc. las superficies del defecto a rellenar con cincel hasta obtener el brillo metálico. 2. Los extremos del defecto se deben redondear para evitar la concentración del calor. Proceso de soldadura 3. Aplicar un ligero precalentamiento inicial de 60 °C. 4. Se debe emplear un electrodo a base de níquel. 5. La longitud máxima del cordón debe ser de 30 mm y el ancho de 6 mm. 6. Los cordones se deben depositar en forma alterna y rectos. 7. Aplicar un martillado en caliente. Enfriamiento 8. Después de rellenar el defecto se debe garantizar un enfriamiento lento. 2. Recuperación de rueda de hierro fundido gris. La rueda de hierro fundido gris que se ilustra tiene 25 t de peso y presenta dos roturas de 750 mm de largo con una profundidad variable entre 25 y 40 mm; la composición química es la siguiente: C = 3.1%, Mn = 0.8% y Si = 1.8%.

Figura 1.47 Rueda. Preparación de la pieza 1. Se deben observar bien con cristales de aumento las grietas o roturas con el objetivo de precisar los finales de éstas y luego taladrar en estos lugares con una broca de 3 mm de diámetro.

2. Las grietas deben eliminarse con electrodos de ranurar. 3. Se aplica disco abrasivo hasta obtener el brillo metálico. 2. Las superficies de las piezas deben estar libres de grasas, aceites, pinturas, suciedades, etc. Proceso de soldadura 3. Se precalienta la pieza hasta una temperatura de 150°C, ésta se debe mantener durante el desarrollo del proceso. 4. Se suelda en posición plana. 5. Se debe soldar con electrodos a base de níquel-hierro 6. En el caso del empleo del electrodo de níquel-hierro debe cumplirse lo recomendado por el fabricante en lo que respecta al tipo de corriente. 7 La longitud máxima de los cordones debe ser de 30 mm y el ancho de 6 mm; éstos deben ser rectos y depositarse en forma alterna (salteada). 8. Los cordones se deben martillar en caliente 9. El área donde se ejecuta el proceso de reparación de la pieza debe estar libre de corriente de aire. Enfriamiento. 16. Se debe aplicar un tratamiento térmico posterior ° seguido de un enfriamiento lento.

2. APLICACIONES EN EL REACONDICIONAMIENTO DE PIEZAS. 2.1 INTRODUCCIÓN La terminología sobre la recuperación de piezas de repuesto puede tener términos similares tales como: re manufacturar, reacondicionar o rehabilitar. En este tema se ha convenido emplear los términos y conceptos según se estudian a continuación. 2.2. CONCEPTOS TEÓRICOS FUNDAMENTALES. Elemento básico de un mecanismo. Es cualquier parte de este que resulta indivisible mediante los métodos normales de ensamblaje y desarme. Pieza de repuesto‚ Es el elemento básico de un mecanismo, de metal u otro material específico que se utiliza para sustituir a otro similar a él que no pueda continuar realizando su función por haber perdido total o parcialmente sus parámetros de uso ya sea por desgaste, rotura o deformación. Defectación. Es el proceso que determina, a través de instrumentos de medición o de inspección visual, si las cualidades físicas y mecánicas de una pieza se encuentran dentro de los límites permisibles de trabajo o no, lo cual permitirá definir si está podrá continuar su explotación, si necesita recuperación o si va para desecho. Pieza en tránsito. Es aquella que al ser sometida al proceso de defectación se encuentra dentro de los parámetros permisibles que posibilitan un nuevo ciclo de explotación sin mediar proceso recuperativo. Pieza de desecho. Es aquella que al ser sometida al proceso de defectación se determina que su deterioro es tal que no esta apta para continuar siendo explotada, ya que no existe procedimiento alguno conocido que se pueda aplicar para solucionar la avería o desgaste que presenta.

Pieza recuperable. Es aquella que después de "defectada" se determina que no se encuentra dentro de los parámetros permisibles de trabajo pero que aún reúne las condiciones físicas que posibilitan la aplicación de métodos de recuperación para el restablecimiento de sus parámetros normales o permisibles. Recuperación de piezas Es todo proceso tecnológico al que se somete una pieza que ha perdido sus parámetros permisibles de trabajo y mediante el cual está los recupera, ya sean los nominales o los permisibles para poder reincorporarse al servicio de explotación del equipo de donde proviene o destinarse a otro equipo similar. Aportación. Es el procedimiento mediante el cual se incorpora material a las superficies de trabajo desgastadas de las piezas. Recuperación por el proceso con aportación de material. Es el proceso de recuperación que permite mediante la aportación de material, devolver los parámetros nominales o permisibles a las superficies de trabajo defectuosas de las piezas para continuar su nuevo ciclo de explotación. Este proceso es también conocido como proceso de restauración y en el que se incluye entre otros: soldadura, proyección térmica de polvos, procesos galvánicos, resinas y pegamentos metálicos. Recuperación por el proceso "sin aportación de material". Es el proceso de recuperación que permite recobrar en las superficies de trabajo defectuosas de las piezas, sus parámetros nominales o permisibles para continuar un nuevo ciclo de explotación de estas sin que medie aporte de material alguno como acción fundamental. Este proceso es también conocido como proceso de reparación, el cual no se debe confundir con la actividad de reparación normal a la que se someten las partes y piezas de un agregado que aún no ha perdido sus parámetros permisibles de trabajo. Ejemplo: esmerilar las válvulas de un motor, rectificar una tambora, etc. Entre estos métodos se encuentran: maquinado, deformación plástica y tratamientos térmicos.

Maquinado y elaboración mecánica del taller. Este

método

incluye

medidas

de

reparación

no

normalizadas,

por

ejemplo rectificar un agujero el cual ha perdido sus parámetros permisibles de trabajo y deformar plásticamente, el eje conjugado o viceversa;

remplazo de

partes de piezas, por ejemplo: cortar el piñón desgastado, fabricarlo y unirlo al eje con chavetas, espiga cónica etc., tapones y parches, por ejemplo cosido con clavijas o tornillos en grietas; piezas auxiliares, ejemplos: embujar ejes u orificios desgastados y pre elaborar sectores o partes componentes de una pieza, los cuales se insertan en está mediante remaches, soldadura o cualquier otro tipo de unión. Deformación plástica. Proceso tecnológico en el cual mediante diferentes procedimientos se distribuye el material de una pieza con el fin de restituirle sus parámetros de explotación. Tratamientos térmicos. Procesos en los cuales mediante la variación de la temperatura, tiempo y medio de enfriamiento, se logra restablecer en la pieza sus parámetros de servicio por ejemplo: muelles. Reparación de piezas o reparación normal. Es todo proceso tecnológico al que se somete una pieza, cuyas superficies defectuosas aún no han perdido sus parámetros permisibles de trabajo, donde a través de esta se soluciona la avería, desgaste, rotura o deformación presentada por lo que se pueda reincorporar nuevamente la pieza al servicio de explotación. Ejemplos: rectificación de un cigüeñal a una medida anterior de reparación establecida por el fabricante, o una camisa de motor etc., rectificar una tambora de freno, esmerilar o rectificar los asientos de las válvulas de un motor, siempre que no exceda sus parámetros permisibles de trabajo. En este último caso, si no queda más remedio que rellenar con soldadura los asientos y luego rectificarlos por haber perdido sus parámetros permisibles, la operación realizada es una recuperación por el proceso "con material".

aportación de

OTRAS ACTIVIDADES QUE NO CONSTITUYEN RECUPERACIÓN DE PIEZAS. Chapistería de una

parte de algún equipo industrial de un vehículo (puerta,

cabina, etc.) reparación de baterías. REQUISITOS PARA QUE EXISTA LA RECUPERACIÓN DE PIEZAS. 1. Que la pieza que se vaya

a recuperar sea considerada como inservible

físicamente, o sea, que haya perdido sus parámetros permisibles de trabajo lo que la hace inutilizable para continuar su explotación o que pudiendo continuar un poco más se determine que no va durar hasta el próximo período de mantenimiento programado. 2. Que exista un proceso tecnológico que si se aplica se garantice la devolución de los parámetros nominales o permisibles a dicha pieza en cuestión que posibilite reintegrarla a un nuevo ciclo de explotación. CONSIDERACIONES. 1. Una pieza que se rescata de un equipo dado de baja, la cual después de "defectada" fregada, etc. se le da utilización en otro equipo por estar dentro de los parámetros permisibles de trabajo no es una pieza recuperada, ya que no ha sido sometida a proceso tecnológico alguno. En este caso constituye una pieza de tránsito. 2. Una pieza que esta fuera de los parámetros permisibles de trabajo y que se usa como materia prima para la fabricación de otra pieza de menores dimensiones, no es una pieza recuperada, pues no se le está restituyendo sus parámetros de trabajo, sino que se está utilizando su material para fabricar una nueva pieza. Ejemplo: pasadores, camisas, etc. 3. Una pieza que tiene previsto por el fabricante varias medidas de reparación y que exista de forma industrial la pieza sobremedida conjugada con esta, no es una pieza recuperada ya que al llevarla a una de estas medidas de reparación la pieza aún está dentro de los parámetros permisibles de trabajo. Ejemplo: cigüeñales – metales, camisas, pistón, etc. 4. Si el cigüeñal del ejemplo anterior, sobrepasa el límite de las medidas de reparación previsto por el fabricante, y por lo tanto, ha perdido sus parámetros permisibles de trabajo, pero es sometida a un proceso tecnológico que le restaura

dichos parámetros nominales y permisibles, entonces es una pieza recuperada. 5. Cuando se adapta a un conjunto o agregado de un equipo, una o varias piezas provenientes de otro equipo, no se están recuperando las restantes piezas del agregado o conjunto en cuestión, ya que están dentro de sus parámetros permisibles de trabajo y el concepto de recuperación se aplica solamente a la pieza en particular y no a los agregados y conjuntos. 6. Una pieza desmontada en un mantenimiento programado del equipo, se comprueba mediante la defectación que está dentro de los parámetros permisibles de trabajo, pero que no está apta para continuar su explotación hasta el próximo mantenimiento es una pieza recuperada si mediante la aplicación de un proceso tecnológico se le restituyen dichos parámetros que permita su utilización para un nuevo ciclo de explotación. 7. Una pieza que está dentro de los parámetros permisibles de trabajo, apta para continuar su explotación hasta el próximo mantenimiento programado, pero que en contra de lo indicado o por alguna razón específica se le aplica algún procedimiento tecnológico para devolverle sus parámetros originales no se considera una pieza recuperada, sino una reparación normal de esta. 8. Una pieza que ha perdido sus parámetros permisibles de trabajo, y que además, no exista procedimiento tecnológico alguno capaz de restituírselos se considera dicha pieza como desecho, hasta no tener solución por la vía de la recuperación. 2.3. MATERIALES DE APORTE. SELECCIÓN. Los

materiales

de

aporte

que

se

emplean

en

la

recuperación

o

reacondicionamiento de piezas se clasifican en función de las propiedades que se requieren en las piezas a recuperar, entre estos se encuentran: resistentes a la fricción metal con metal, recubrimientos resistentes a la abrasión, resistente al impacto, resistente a la corrosión, resistentes al trabajo a elevadas temperaturas, a la cavitación y erosión.

RECUBRIMIENTOS RESISTENTES A LA FRICCIÓN METAL- METAL. El deterioro superficial que tiene lugar en las condiciones de fricción metal - metal presenta como característica sobresaliente la interacción de las irregularidades de las superficies en contacto que llevan a la deformación plástica de las crestas, que dan origen incluso a microsoldaduras de estas, lo que provoca finalmente el desgarre del material. Conforme a ello la cualidad más importante del recubrimiento empleado en estas condiciones de trabajo deberá ser su resistencia a la deformación plástica. Resulta conocido que la deformación plástica se origina en los materiales metálicos, por deslizamiento, multiplicación y coalescencia de las dislocaciones. Por ello el material aportado deberá contar con el mecanismo adecuado para el bloqueo del deslizamiento de las dislocaciones. Las aleaciones Fe – C más comúnmente utilizadas por lo general para estos fines son aceros de baja aleación que poseen un contenido de C entre 0,1 y 0.4 %, mientras los elementos aleantes se pueden encontrar en los rangos siguientes. 0.5 a 6 % Cr, 0.3 a 2 % Si, 0.4 a 6 % Mn, 0.4 a 1 % Mo, 0.3 a 4 % V y Cu < 2 Cuando la fricción se produce a elevadas temperaturas, aparecen, además el W y el Co, entonces se incrementa el contenido de carbono. RECUBRIMIENTOS RESISTENTES A LA ABRASIÓN. Resulta conocido que en el desgaste abrasivo predomina el microcorte como mecanismo

de

deterioro.

Este

produce

la

aparición

de

surcos

y

el

desprendimiento del material de la superficie de trabajo, provocados por la penetración de partículas de alta dureza. Por ello la forma de protección superficial contra este tipo de deterioro, se basa en crear en las zonas expuestas, una barrera de precipitados que impida la penetración, en la matriz del agente abrasivo. Paralelamente, el recubrimiento deberá presentar, con el material base, una unión tal que no permita la fragmentación de este bajo la fuerza de penetración de las partículas causantes de la afectación de la superficie. En la actualidad se producen diferentes materiales para obtener una adecuada recuperación de las superficies afectadas con lo que se logra también la

protección deseada. El elemento que rige esta propiedad es el C conjuntamente con los elementos formadores de carburos como son: Cr, W, Mo, Ti y V. RECUBRIMIENTOS RESISTENTES AL IMPACTO. El deterioro causado por cargas de impacto se caracteriza por su complejidad, en él junto a la deformación plástica de la superficie pueden aparecer incrustaciones, grietas y pérdidas de partes. Las cargas poseen un carácter cíclico causante de la fatiga superficial. La característica más importante del recubrimiento utilizado será su tenacidad. Esta propiedad en las aleaciones Fe-C depende directamente del contenido de C, el cual se debe encontrar para estos fines entre 0,05 y 0,25 %, con la excepción de los depósitos de aceros del tipo Hardfield en él cual este elemento se encuentra entre 0.8 a 1.2 % y aparece junto a altos contenidos de Mn ( 12 a 18) %. Del resto de los elementos aleantes comunes en los recubrimientos de acero, el único que se reporta con definida influencia beneficiosa frente al impacto, es el silicio en contenidos ≤ 2 % Las cargas de impacto pueden aparecer junto al desgaste abrasivo, en esas condiciones el contenido de C se incrementa y aparecen elementos formadores de carburos como el Cr y Mo, en rangos de 8 a 16 % de Cr y 2 a 5 % de Mo. RECUBRIMIENTOS RESISTENTES A LA CORROSIÓN. El mecanismo de deterioro fundamental de las piezas cuyo trabajo se realiza en medio corrosivo consiste en la penetración del oxígeno en el interior del material, lo que da lugar a la formación de óxidos, de acuerdo con esto la propiedad deseada en el recubrimiento será la de impedir la penetración del oxígeno al interior del material. El elemento clave para lograr este propósito es el Cr, el cual con un contenido igual o superior al 13 % eleva considerablemente el potencial electroquímico del material y con ello se logra la formación de una película de óxidos de estructura compacta que impida la penetración del oxígeno en el interior del material. Atención especial requiere el contenido de carbono del acero el cual preferiblemente se deberá encontrar por debajo de 0.04 % (Guliaev, 1966), para contenidos de carbono superiores existe el peligro de que el Cr precipite en las fronteras de granos en forma de carburos, y con esto se empobrece de cromo la

zona adyacente a estos carburos y por lo tanto entonces se encuentre expuesta a la corrosión; en el caso que el material supere el contenido de carbono señalado deberán aparecer en el material elementos formadores de carburos con mayor afinidad para el carbono que el Cr, como

son el Ti y Nb, de esta forma se

precipitarán entonces los carburos de Ti y Nb y no se empobrece la zona adyacente de cromo y así se evita la corrosión. RECUBRIMIENTOS RESISTENTES A ELEVADAS TEMPERATURAS. El mecanismo de deterioro superficial que actúa sobre las piezas que trabajan a elevadas temperaturas tiene cierta similitud con el de un medio corrosivo, por esto la característica principal de los recubrimientos utilizados en la recuperación de elementos de máquinas para este tipo de recubrimiento es que tenga en su composición química el cobalto ya que es el único elemento que incrementa la velocidad de enfriamiento para la obtención de estructuras martensíticas y la práctica industrial demuestra que este elemento actúa, como ningún otro, sobre la resistencia al rojo. Además del cobalto, en los materiales que trabajan a elevadas temperaturas, resulta importante la presencia de Cr y de Ni. CAVITACIÓN Y EROSIÓN. La cavitación se manifiesta cuando la pieza en cuestión posee contacto con un fluido que sufre una variación brusca de presión y se crean burbujas que actúan sobre la superficie del elemento de máquina y provocan el desprendimiento del material. La erosión en cambio aparece al chocar partículas sólidas que son arrastradas por un fluido con la superficie de la pieza, lo que provoca una especie de microcorte y se desprende finalmente el material. Esta forma de deterioro se puede comparar con una especie de abrasión en presencia de un fluido. Los

materiales

necesarios

para

contrarrestar

la

cavitación

son

aceros

martensíticos de hasta 2 % de C con Cr < 30 %, Ni < 30 %, W < 1.5 %, V < 0.5 % y Mo < 1 %, y los aceros inoxidables martensíticos.

SELECCIÓN DE LOS MATERIALES PARA EMPLEAR EN LA RECUPERACIÓN DE PIEZAS. La selección de los materiales de aporte se realiza según el deterioro que ha sufrido la pieza y la información se encuentra en tablas en la literatura y manuales especializados En la selección del material que se va a aportar en la recuperación de elementos de máquinas o herramientas, se tienen en consideración aspectos tecnológicos y económicos. Los factores fundamentales son: 1. Condiciones de trabajo de la pieza. 2. Tipo de desgaste a que está sometida. 3. Características del material de la pieza que se va a recuperar. Como elementos que complementan este análisis, se deben considerar, entre otros aspectos, la magnitud del desgaste, el estado de la superficie que se va a restaurar, el tamaño de la pieza, su geometría y los procesos de recuperación disponibles. No menos importantes para la toma de decisiones, son las informaciones referentes al costo, la necesidad industrial, económica o social de esta, los costos de los materiales y de los procesos que se van a emplear. 2.4.

PRINCIPALES

PROCESOS

DE

SOLDADURA

APLICADOS

A

LA

RECUPERACIÓN DE PIEZAS. Los procesos tecnológicos asociados a la soldadura y recargue ocupan un lugar fundamental en la recuperación de piezas y partes de equipos, ya que con ellos se puede resolver una gran parte de los problemas de desgaste o averías que utilizan las piezas. El tipo de desgaste, la avería o rotura, las dimensiones y formas de las piezas, el tipo de material base, las condiciones de trabajo, el acceso a las zonas dañadas, etc. son factores que condicionan la solución del método de soldadura o recargue que se debe emplear y, además, le imprimen un sello característico de complejidad tecnológica, al requerirse, en los casos más complejos, de un enfoque multidisciplinario para solucionar el problema en cuestión. Las piezas fabricadas para diferentes destinos tecnológicos están constituidas de diferentes materiales bases: aceros al carbono, aceros inoxidables, hierros

fundidos, aluminio, cobre y sus aleaciones, etc., el fallo de ellas está asociado, por lo general, a uno o varios factores, que se pueden resumir en: 1. Calidad inadecuada del metal base. 2. Problemas de diseño. 3. Operaciones indebidas durante el servicio. 4. Diferentes tipos de desgastes. 5. Otras causas. El conocimiento y evaluación que se realice de la causa del fallo de una pieza, es un elemento de gran importancia para encontrar la mejor solución del problema. El diagnóstico, “defectación”, análisis químico y estructural y selección del método de soldeo o recargue es, por regla general, la vía que se utiliza para establecer la tecnología, de recuperación adecuada. PROCESOS PARA LA RECUPERACIÓN DE PIEZAS Los métodos de recuperación de piezas, vinculados con la soldadura, de acuerdo con el proceso tecnológico y a su campo de aplicación son los siguientes: soldadura y recargue por arco manual, oxiacetilénico, bajo fundente (arco sumergido), con alambre tubular, por arco con gases protectores, por arco con electrodo de tungsteno y argón (TIG), metalizado con polvos, por plasma y láser. En la tabla 2.1 se brindan el campo de aplicación de cada uno de ellos. La recuperación de piezas por recargue, se emplea con el objetivo de devolver a la pieza desgastada su forma original, a través de un material de aportación similar o de propiedades particulares, donde el material de recargue es distinto del material base. El Instituto Internacional de Soldadura (IIS) definió el recargue, como la operación consistente en depositar, mediante el proceso de soldadura por fusión, soldadura fuerte o proyección gasotérmica, una o varias capas metálicas de composición y propiedades dadas, sobre una parte o la totalidad de la superficie de un material base.

Tabla 2.1. PROCESOS FUNDAMENTALES DE REACONDICIONAMIENTO DE PIEZAS MEDIANTE SOLDADURA Y RECARGUE Y SU CAMPO DE APLICACIÓN Métodos de reacondicionamiento

Campo de aplicación

Soldadura y recargue por arco Soldadura de grietas, partes fracturadas, manual soldadura de sunchos y refuerzos, recargue de materiales resistente al desgaste Soldadura y recargue oxiacetilénico Soldadura de grietas, partes fracturadas, soldadora de zunchos y refuerzos, recargue de materiales resistente al desgaste. Bajo fundente o arco sumergido Recargue de piezas con Φ > 50 cm, con elevada exigencia en cuanto a la cantidad del material depositado y espesor de capa > 1 mm. Con alambre tubular Recargue de capas resistentes al desgaste sobre piezas sometidas a elevada abrasión, impacto, etc. Por arco con gases protectores Soldadura de grietas, reconstrucción de partes fracturadas en materiales con poco espesor. Recargue de piezas de acero con un > 16 mm que trabajan en disímiles condiciones. Por arco con electrodo de tungsteno Soldadura y recargue de piezas de aluminio y argón (TIG) y sus aleaciones y aceros inoxidables. Por plasma Recargue de piezas de alta responsabilidad que trabajan sometidas a diferentes tipos de desgaste y a la fatiga. DESCRIPCIÓN

DE

LOS

PROCESOS

FUNDAMENTALES

DE

REACONDICIONAMIENTO DE PIEZAS Las características fundamentales de la mayoría de los procesos de recargue mencionados, son las mismas que poseen dichos métodos para soldadura, la diferencia fundamental estriba en los materiales de aportación empleados y en su aplicación, por lo tanto solamente se describen, a continuación las características individuales de los diferentes métodos de reacondicionamiento o recargue. RECARGUE POR ARCO MANUAL El recargue por arco manual se realiza mediante corrientes directa o alterna, con el empleo de electrodo consumible o de una varilla de W o de grafito no

consumibles. Sobre la superficie se deposita una capa de la mezcla o composición de recargue deseada, la que se funde por la acción del arco. El espesor de la capa depositada, normalmente, no es elevada y varía entre 1 y 3 mm. El recargue con electrodos revestidos está más ampliamente difundido. Estos materiales poseen un alma metálica recubierta por un revestimiento que aporta elementos aleantes al baño y posee, en su composición, los elementos formadores de gases y escoria. A diferencia de la soldadura, en el caso del recargue, se requiere de una baja penetración en el metal base y por eso se emplea una baja intensidad de corriente. A causa de su simplicidad y maniobrabilidad el recargue con electrodos consumibles se emplea ampliamente para recuperar piezas sometidas a diferentes tipos de desgaste o fabricarlas con recargue en las zonas de trabajo, en piezas complejas y algunas herramientas. La limitación fundamental del recargue por arco manual con electrodo revestido, está en una baja productividad (de 1 a 3 kg/h) y las duras condiciones de trabajo. En la literatura correspondiente se encuentran los materiales de aporte con sus características y el campo de aplicación de los mismos. En la figura 2.1 se muestra un esquema del proceso.

Figura 2.1 Recargue por arco manual

RECARGUE OXIACETILÉNICO Es un procedimiento de recargue en el cual el calor requerido se obtiene de la combustión de un gas, generalmente acetileno mezclado con O2. Esta mezcla brinda la más alta temperatura de la llama la cual es aproximadamente unos 3 200 0

C. Los gases se mezclan en un soplete oxiacetilénico cuya boquilla da la forma

apropiada a la llama. La llama oxiacetilénica tiene una temperatura inferior y es menos concentrada que la provocada por el arco

eléctrico, lo cual tiene sus ventajas y desventajas,

referentes a las velocidades de calentamiento y enfriamiento, así como a la afectación por el calor en la pieza que se va a soldar, todo lo cual depende del material base. En la figura 2.2 se muestra un esquema del proceso.

Figura 2.2 Recargue oxiacetilénico En general la soldadura y recargue oxiacetilénico se acepta como un método con una productividad baja o media y un costo del equipamiento relativamente bajo. El recargue de piezas emplea materiales de aportación cuyos depósitos están constituidos, fundamentalmente, por carburos de W y Cr, así como en aleaciones refractarias del tipo STELLITE (base Co), diseñadas para el recargue de piezas sometidas a condiciones extremas de abrasión e impacto ligero. RECARGUE BAJO FUNDENTE (ARCO SUMERGIDO) Al igual que en los demás procesos de soldadura por arco, éste es un proceso en el cual el calor es aportado por un arco eléctrico generado entre uno o más electrodos y la pieza de trabajo. Este arco ésta sumergido en una capa de fundente granulado que lo cubre totalmente y protege el metal depositado durante el proceso de recargue. La potencia la suministra un generador, transformador o rectificador y se conduce a un alambre electrodo a través del tubo de contacto; el

arco se produce entre el electrodo y el metal base. En la figura 2.3 se muestra un esquema del proceso.

Figura 2.3 Recargue bajo fundente o bajo arco sumergido 1. Pieza trabajo, 2. Capa depositada, 3. Alambre-electrodo, 4. Capa de fundente y 5. Escoria fundida El calor del arco funde el electrodo, el fundente y parte del metal base y forma el baño de recargue. Los alambres empleados son: aceros al C, aceros inoxidables, alambres tubulares, etc. de composición química perfectamente controlada y se encuentran enrollados en una bobina. RECARGUE CON ELECTRODOS TUBULARES El recargue con electrodos tubulares no es mas que un proceso de soldadura por arco eléctrico pero en lugar de utilizar un electrodo normal, emplea un electrodo en forma de tubos de diferentes secciones tal y como se muestra en la figura 2.4.

Figura 2.4 Sección transversal de diferentes tipos de alambres tubulares El electrodo es una envoltura metálica que generalmente es de acero de bajo contenido de carbono y un núcleo compuesto por una mezcla de polvos metálicos,

ferroaleaciones, minerales, etc., que tienen como función alear, desoxidar y ejercer la acción protectora del baño fundido. Un esquema del proceso se muestra en la figura 2.5

Figura 2.5 Esquema del proceso empleando alambres tubulares con protección interna. 1. Envoltura métalica.2. Núcleo. 3. Gases. 4. Metal base. 5. Gota. 6. Arco eléctrico. 7. Baño de soldadura. 8. Escoria fundida. 9. Escoria sólida. 10. cordón de soldadura. El proceso se emplea para piezas de configuración compleja y como material de aporte utiliza alambres tubulares convenientemente diseñados, este proceso no se caracteriza por el empleo de gases protectores. El metal depositado puede tener cualquier composición química según el tipo de electrodo tubular que se necesita. Para proteger el metal del baño de la acción nociva del O y el N durante el proceso de recargue, se introducen en el núcleo de alambre tubular, componentes que forman gases, escoria y desoxidan al baño; por tal motivo, es innecesario el uso de gas protector o fundente. Este proceso tiene la ventaja de que permite mayores intensidades de corriente y elevadas deposiciones horarias. Una variante del proceso es el uso del recargue automático y semiautomático, con gases protectores, empleando un alambre electrodo tubular bajo una atmósfera protectora de gas activo, también denominada proceso MAG, ha experimentado un notable desarrollo, dadas sus características de altas velocidades deposición, fácil manipulación y otras.

En este proceso de recargue la transferencia del material al baño, se realiza mediante un alambre alimentado en forma continua bajo una atmósfera de gas protector que cubre la zona del arco y el baño fundido a fin de evitar la oxidación de éste. El gas más usado es el dióxido de carbono (CO2), pero es también posible emplear mezclas binarias, tales como: argón-CO2 o argón-CO2 –O2. En CO2 es un gas activo que en la columna del arco se disocia a alta temperatura según la reacción siguiente:

Un esquema del proceso se muestra en la figura 2.6.

Figura 2.6 Recargue semiautomático bajo CO2 RECARGUE CON GASES PROTECTORES El recargue con gases protectores es muy parecido al que se muestra en la figura 2.6 con la diferencia de que el material de aporte es un rollo de alambre macizo en lugar de tubos y protegido con gases protectores que pueden ser activos como por ejemplo el CO2 o con gases inertes como argón o mezclas de este con otros tipos de gases. En estos procesos una ventaja principal es su productividad RECARGUE POR PLASMA Este método es utilizado cuando se necesitan capas de pequeños espesores (0,5 a 5 mm) y en una zona limitada de las piezas. Se han desarrollado diferentes variantes de recargue con plasma que se distinguen por el de dispositivo de alimentación y por el tipo de material de aporte, este se alimenta al arco de plasma en forma de alambres, cintas y polvos.

En la figura 2.7 muestra el esquema de recargue por plasma con alambre de aportación conductor de corriente, el cual permite disminuir la participación del metal base.

Fig. 2.7 Recargue con arco de plasma con alambre de aportación conductor de corriente. A. Agua. P. Gas en forma de plasma. GP. Gas de protección. La figura 2.8 muestra el esquema de recargue de plasma con polvos. El polvo en para el rociado puede tener cualquier composición química necesaria para las cualidades de la capa que se requiere y las temperaturas que se generan pueden ser hasta 16,000 °C

Fig. 2.8 Recargue de plasma con polvos. RECUPERACIÓN POR PROYECCION TERMICA. La proyección térmica es un proceso de recubrimiento que consiste en proyectar un material, derretido o fundido, sobre la superficie de las piezas. Este material es proyectado a altas velocidades y en dependencia del tipo, es fundido o derretido dentro o fuera del equipo de proyección; durante la operación

no ocurre la fusión de las piezas como en los procesos de recargue duro y rellenado por soldadura. Por lo general los métodos empleados para lograr la proyección térmica, son de fácil aplicación y presentan buena adherencia y resistencia al desgaste. Por otra parte, el hecho de que el proceso de proyección se realice a bajas temperaturas y en muy breve tiempo, garantiza la no introducción de cambios estructurales en el metal base y pocas distorsiones o deformaciones por la acumulación de tensiones provocadas por ciclos térmicos de dilatación - contracción, típicos de los procesos de soldadura. Sus principales desventajas, respecto a otros métodos de recargue, son la baja resistencia mecánica y la poca adherencia. Según la forma del material que se va a proyectar, se encuentran aplicadas en la práctica, principalmente, la proyección por alambre (macizo y tubular) y la proyección por polvos (metálicos, cerámicos y plásticos). Un esquema del proceso de rociado térmico se muestra en la figura 2.9

Figura 2.9. Esquema del rociado térmico La proyección térmica con llama se puede dividir con polvos en caliente y en frio PROYECCIÓN A LA LLAMA CON POLVOS EN CALIENTE Este método se fundamenta en la proyección de polvos metálicos diseñados y obtenidos con características especiales en cuanto a composición química, puntos de fusión, pureza, densidad aparente y otras características fisicoquímicas que ofrecen ventajas respecto a varillas y electrodos convencionales. En este método ocurre un fenómeno de aleación metálica donde el metal de aportación no sólo fluye por la superficie del metal base, sino que también existe

una unión entre ambos por medio de una difusión molecular en fase sólida, lo que permite depósitos muy finos (0,007 mm) hasta de varias capas y superficies a 3 mm de espesor, en ocasiones En general, este proceso de unión metálica se basa en 3 pasos fundamentales: -Deposición y adherencia de pequeñas partículas, por lo general esféricas o redondeadas que pasan a través de la llama, una vez aplicado el calor inicial necesario para la proyección (normalmente inferior a 200 º C). - Con la continuidad de la aplicación del calor, las partículas cambian de forma, se dividen y forman cavidades o poros aislados. -Densificación de las partículas metálicas proyectadas; los poros desaparecen como resultado de un calentamiento extra y, por lo general, de una reacción exotérmica de las partículas, basadas en el principio de formación de aleaciones eutécticas, donde ocurre la “liga” con el metal base. Se le denomina método de proyección a la llama con polvos en caliente a causa de que los polvos metálicos empleados poseen una temperatura de fusión oscila entre los 900 y 1 150 °C y la temperatura de “liga” está muy cercana a los 1 150 °C, generalmente, son polvos de aleaciones de base de elementos químicos especiales entre los cuales se encuentran Fe, W, Co, Cu, etc. PROYECCIÓN A LA LLAMA CON POLVOS EN FRIO En la actualidad, este método permite dar solución sin deformación, ni cambio de estructura de los metales, a diferentes tipos de desgastes que se presentan en la práctica sobre diferentes piezas, principalmente las piezas con superficies en revolución, incluso, de grandes diámetros. También es ampliamente empleado como método de deposición de aleaciones especiales contra el desgaste de forma preventiva, al fabricar las piezas y elementos de máquinas. Es muy provechoso en grandes y pequeños talleres o plantas reparadoras. En este método la pieza no alcanza temperaturas superiores a los 250-300 °C y las partículas de polvos que fluyen a través de un soplete especial o que caen, directamente, sobre la llama oxiacetilénica, reaccionan exotérmicamente en ésta y, además, son lanzadas en estado de fusión o semi fundidas con determinada energía cinética sobre la superficie de la pieza, así ocurre un proceso de

adherencia mecánica, mediante una microsoldadura con el metal base. De esta forma las aleaciones empleadas pueden resolver, eficazmente, los problemas de fricción metal-metal ya que incluso son diseñadas y fabricadas para obtener porosidades controladas que coadyuven a la lubricación y disminución de los coeficientes de fricción, así como, de alta resistencia a la corrosión. En la proyección a la llama en frío se emplean polvos de aleaciones metálicas, cerámicas, metal cerámicas y plásticos de diferentes composiciones, en dependencia del soplete desarrollado por los fabricantes. El proceso de restauración de piezas típicas (por ejemplo, ejes en sus apoyos) mediante la proyección a la llama en frío con polvos, se basa fundamentalmente en los siguientes aspectos: - Preparación previa: después de

limpiar

o desengrasar la pieza, rebajar el

diámetro desgastado en un torno para ser rellenado. - Preparación para aumentar la adherencia del metal proyectado: generalmente roscado y, lanzamiento de partículas abrasivas. (sandblasting). - Proyección: precalentamiento inferior a los 100 °C de la superficie de la pieza para dilatarla y evitar choques térmicos con el metal proyectado rellenado con la aleación de proyección. - Maquinado en la zona de rellenado: generalmente torneado y rectificado. En casi todas las aleaciones de proyección a la llama de frío con polvos se proyecta, al inicio, una fina capa de polvo base (aleación de Ni-Al) que sirve de ligamento , aumenta la adherencia y asegura la mayor unión o liga del material de la pieza con el polvo específico de características deseadas para el trabajo de la pieza. Aunque existen aleaciones para la proyección que no requieren del polvo base, la temperatura del proceso de proyección se debe controlar y no exceder los 250 °C, aunque con el polvo de base (NI-AL) no deberá sobrepasar los 100 °C.

2.5. TECNOLOGÍAS DE RECUPERACIÓN DE PIEZAS POR SOLDADURA MANUAL Y OTROS PROCESOS EJEMPLOS DEL USO DE RECARGUE POR ARCO MANUAL EN LA FABRICACIÓN Y RECUPERACIÓN DE PIEZAS 1. MATRICES El recargue ha demostrado una gran efectividad en la fabricación y reacondicionamiento de matrices, cizallas de corte en caliente y en frío, fresas y otros tipos de herramientas. En la figura 2.10 se muestra la aplicación del recargue en la zona de trabajo de una matriz y el punzón de ataque.

. Fig. 2.10 Aplicación de recargue en matrices para su fabricación. Metal base: acero al carbono; la preparación de bordes se realiza con elaboración mecánica o por oxicorte El ancho del recargue se selecciona en dependencia de la resistencia mecánica y el espesor del material que se va a elaborar; generalmente es superior a 6 u 8 mm. La profundidad del recargue, normalmente, es mayor de 4 mm. Recargue con electrodo

OK 85.65 (ESAB), UTP 60

Temperatura de trabajo

400 a 500 °C

Enfriamiento al aire Tratamiento pos recargue

Posibilidad de temple

Mecanizado

Con piedra de esmeril

2. CIZALLA DE CORTE EN CALIENTE Material base: Acero con 0,4 a 0,8 % de C. El área mínima de la sección que se va a recargar y el diseño de la soldadura depende, en gran medida, de la dureza del material que se va cortar y de su espesor. La pieza se muestra en la figura 2.11 Recargue con electrodo

OK 85.58

Temperatura de trabajo

300 a 500 °C

Enfriamiento al aire Tratamiento pos recargue

Posibilidad de temple

Mecanizado

Con piedra de esmeril

Fig. 2.11 Reacondicionamiento por recargue con arco manual de cizalla de corte en caliente. 3. ESLABONES DE CADENAS DE ORUGAS En dependencia de la magnitud del desgaste del eslabón de la cadena y en aras de obtener una mejor estructura del metal depositado, se pueden recargar 3 ó 4 eslabones, estableciendo una secuencia que minimice las afectaciones por el calor. Se aplica una primera capa en el orden de 1 a 3. Se aplica una segunda capa en el mismo orden anterior (fig. 2.12)

Fig. 2.12 Recargue de eslabones de cadenas de excavadoras de orugas (bulldozers). Recargue con electrodo de 83.28 (UTP 627) Enfriamiento al aire Tratamiento pos recargue Mecanizado

No es necesario No es necesario

2.6. APLICACIONES INDUSTRIALES DE LA RECUPERACIÓN DE PIEZAS IMPORTANTES DE LA INDUSTRIA CUBANA. EJEMPLO 1. Recuperación de una tambora de freno

Se necesita recuperar la tambora de freno en la cual se han presentado grietas y desgaste superficial debido al calentamiento que producen las zapatas durante la operación de frenado. Estas piezas son de hierro fundido gris con la siguiente composición química: C = 2.9%, Mn = 0.7%, Si = (1.81.9) %

Figura 2.13 Tambora de freno.

Preparación de la pieza 1. Las grietas se deben biselar con electrodos de ranurar y disco abrasivo. 2. Las partes que van a ser rellenadas se deben limpiar bien de suciedades, grasas, aceites, etc. 3. Se debe efectuar una buena limpieza con cepillo metálico. Proceso de soldadura 4. Se debe aplicar un precalentamiento inicial de 60 °C. 5. Se debe soldar en posición plana. 6. Para el llenado de las grietas se selecciona el electrodo UTP 8 de 3.2 mm de diámetro y para el rellenado de superficies desgastadas el UTP 88 H del mismo diámetro. 7. Se debe mantener el arco corto. 8. La longitud máxima de los cordones debe ser de 30 mm y el ancho de 6 mm. 9. Los cordones se depositan en forma alterna y recta. 10. Se deben martillar los cordones en caliente y perpendicularmente con respecto al cordón. 11. El lugar donde se efectúe el proceso de soldadura debe estar libre de corrientes de aire. Enfriamiento 12. Se debe garantizar un enfriamiento lento.              

EJEMPLO 2. Recuperación de un block de motor El block de un motor de combustión interna de gasolina de hierro fundido gris con una composición química de (3.1-3.4) % C, (0.5-0.7) % Mn y (2-2.1)% Si, presenta grietas que son necesarias soldar para restituirlo.

Figura 2.14 Block de un motor de combustión interna. Preparación de la pieza. 1. Se deben observar bien las superficies con cristal de aumento con el objetivo de localizar las grietas. 2. Las grietas se deben biselar con disco abrasivo o cincel hasta obtener el brillo metálico en toda su longitud y profundidad. 3. En caso de que la longitud y profundidad sean grandes, se deben biselar con electrodos destinados para esto. 4. Las superficies de los bordes preparados y que se van a rellenar deben estar libre de aceites, grasas, suciedades, pinturas, etc. 5. Al final se debe efectuar una limpieza con cepillo metálico. Proceso de soldadura 6. Se debe aplicar un pequeño precalentamiento para lograr una temperatura de 60° en la pieza la cual debe mantenerse tibia durante el desarrollo del proceso.

7. Se suelda con electrodos de (2-3) mm de diámetro y la longitud de los cordones máxima es de 10 veces el diámetro y el ancho de 2, éstos deben ser rectos y se deben depositar en forma alterna (salteada). 8. Se debe soldar en posición plana. 9. Los cordones se deben martillar en caliente. 10. Se puede soldar con un electrodo de níquel puro 11. Se debe emplear la corriente directa polaridad invertida (CDPI) a menos que el fabricante del electrodo seleccionado especifique lo contrario. 12. El arco debe ser corto 13. El lugar donde se ejecute el proceso de soldadura debe estar libre de corrientes de aire. 14. Los cordones de soldadura no deben tener poros y si éstos surgen deben eliminarse. Enfriamiento 15. Se debe garantizar un enfriamiento lento.

3. CÁLCULOS TECNOLÓGICOS Y NOCIONES DE COSTOS EN LAS UNIONES SOLDADAS. 3.1. Introducción. El costo en la soldadura engloba un universo de aspectos diferentes que se pueden dividir en dos aspectos principales, la preparación y la ejecución de la soldadura. En la preparación de la soldadura se considera el tipo de preparación de lso bordes, la selección del material de aporte, equipos necesarios, selección del personal y su preparación para un tipo de soldadura determinada. En la ejecución de la soldadura el estudio se considera a los gastos del material de aporte, la energía y la mano de obra. El costo se considera para diferentes procesos se soldadura tales como: soldadura manual por arco eléctrico con electrodos revestidos, con llama oxiacetilénica, procesos MIG/MAG, TIG, electrodo tubular, arco sumergido, etc. Por lo diverso y extenso del tema solo nos dedicaremos al caso de la soldadura manual por arco eléctrico con electrodos revestidos 3.2. Métodos de cálculos tecnológicos teórico–experimentales para la determinación de los parámetros energéticos y tecnológicos para la organización de la producción de piezas y conjuntos soldados. En este acápite se estudian los aspectos fundamentales para el cálculo del régimen de soldadura de uniones a tope, en T, el consumo de electrodo y de tiempo, etc. y las nociones de costos de uniones soldadas. 3.2.1. Particularidades tecnológicas. Definiciones 1. Potencia de fusión

2. Potencia de depósito

3. Coeficiente de fusión

4. Coeficiente de depósito.

5. Rendimiento del electrodo

6. Pérdidas por salpicaduras

Estas pérdidas dependen de los siguientes factores: a) Habilidad del operario. b) Espesor de la pieza. c) Temperatura del material base. d) Intensidad y tensión eléctrica. e) Espesor del revestimiento f) Tipo de electrodo 3.2.2. Régimen de soldadura para uniones a tope. El régimen de soldadura es el conjunto de parámetros fundamentales del proceso de soldadura que garantizan la obtención de costuras con dimensiones, formas y calidad determinada. 1. Diámetro del electrodo a) El diámetro del electrodo es función del espesor de la pieza aunque también del tipo de metal a depositar, el tiempo para la ejecución de la soldadura y la posición de la misma. En la tabla 3.1 se brinda una guía para la selección del diámetro dele electrodo según el espesor de la pieza a soldar Tabla 3.1. Diámetro del electrodo según el espesor de la pieza S(mm

1.5

2

3

4–5

6-8

9-12

d(mm)

1.6

2

3

3–4

4

4-5

Donde: S: Espesor de la plancha (mm) d: Diámetro del electrodo (mm)

13-15 16-20 > 20 5

5–6

b) Para e > (9 -10) mm Cordón de raíz debe ser d = 3 mm Cordones superiores deben ser d = 4 ò más c) En la soldadura vertical d ≤ 4 mm. d) En la soldadura en cornisa o sobre cabeza d=3 mm 2. Intensidad de la corriente eléctrica. (I) La intensidad de la corriente eléctrica es función del diámetro del electrodo, el espesor de la pieza, el tipo de revestimiento y la posición de soldadura. Posición plana Se puede calcular según las siguientes fórmulas: d = 4–5 mm

I = (35-50) d

d < 4 mm

I = (20-25) d 1. 5

d > 5 mm

I = α (20+6 d)

La intensidad se debe disminuir de un (10-15) % en la soldadura en posición vertical La Intensidad se debe disminuir de un (15-20) % en la posición en corniza y sobre cabeza. 3. Tensión eléctrica en el arco: La tensión eléctrica es función del diámetro del electrodo, el espesor de la pieza, el tipo de revestimiento y la posición de soldadura, o sea, de los mismos factores que la intensidad de corriente eléctrica. Se puede calcular según la siguiente fórmula V = K’ +

ld i 10

Donde: K´= f (tipo de electrodo)

K´ = 12 acero

l = longitud del arco (3- 6) mm según el diámetro i = densidad de corriente d = diámetro del electrodo Para:

d = 1.6

i = (22-25) A

d=3

i = (12-15) A

d=5

i = (10-13) A

mm mm mm

2 2 2

4. Número de cordones. El número de cordones se calcula según las secciones transversales de los cordones de soldadura en la raíz y de los cordones superiores, en la figura 3.1 se observa el área que es necesario depositar la cual es la suma del cordón de la raíz (A1) y los cordones superiores (An).

Figura 3.1 Cordón de la raíz y superiores En la figura 3.2 se puede observar como el área a depositar se puede calcular como la suma de tres áreas independientes (A2, A3 y A4)

Figura 3.2 Área de depósito em función de três áreas independientes En probetas ensayadas se pueden establecer las siguientes relaciones: A1 = (6-8) d An = (8-12) d De las relaciones geométricas establecidas según la figura 3.2 se puede llegar a la fórmula para calcular el área de depósito necesaria:

2 Ad = f2 tg α + as + h[2 f tg α + a + (4...6)] 2 2 3

Entonces el número de cordones se puede calcular por la siguiente fórmula: N = (Ad – A1) / An 5. Velocidad de la soldadura. V s =αd

I

m/h.

ρ An

Donde: αd: coeficiente de depósito. ( g

Ah

)

I: intensidad de corriente. (A) ρ: peso específico. (g/cm3) An (A1): área de sección transversal. (mm2) 3.2.3. Régimen de soldadura para uniones en T. En los regímenes de uniones en T se determinan el diámetro del electrodo, el número de cordones, ya que las intensidades de corriente y la tensión eléctrica se pueden deducir del diámetro del electrodo 1. Diámetro del electrodo. El diámetro del electrodo se determina según el cateto de la costura, lo que en las uniones a tope era el espesor de la pieza, el cateto de la costura se muestra en la figura 3.3

Figura 3.3 Cateto en la costura en T En la tabla 3.2 se brinda una guía donde se puede seleccionar el diámetro del electrodo según el cateto de la costura.

Tabla 3.2. Diámetro del electrodo según el cateto de la unión soldada Cateto (mm) d (mm)

2

3

4

5

6-8

1.6-2

2.5-3

3-4

4

4-5

2. Número de cordones. En las uniones soldadas en T con cateto menores de 8 mm se necesita un solo cordón, pero cuando el cateto es mayor de 8 mm se necesitan mas de un cordón y el número de estos se calcula según la siguiente fórmula: N = Ad / (30-40) Donde: N.- Número de cordones Ad = K (C2/2) K = tiene en cuenta el aumento por la convexidad y la raíz y su valor se selecciona de la tabla 3, de acuerdo al cateto de la costura Tabla 3.3 Valor del coeficiente K Cateto (mm)

3-4

5-6

7-10

12-20

K

1.5

1.35

1.25

1.15

3.2.4. Consumo de electrodos y de tiempo. Consumo de electrodos (PE) El consumo de electrodos se calcula según la siguiente fórmula PE = Gd / ηt (FLFP) Donde: Gd = Ad l ρ, que es el peso del metal depositado

ηt - Eficiencia total del electrodo, este coeficiente en chapas o planchas tiene un valor de aproximadamente el 48%, ya que tiene las siguientes pérdidas 1) Peso del revestimiento….............................................. 30% 2) Salpicadura, evaporación y quemado del electrodo .....10% 3) Residuo (50 mm) ..........................................................12% Total: 52% En tuberías el valor de este coeficiente es de un 40%, debido a que los residuos son mayores y la limpieza con discos desprende cierta cantidad de metal de la tubería. En la tabla No 3 se dan los valores de los coeficientes FL y FP. Tabla 3.4 Valores de los coeficientes FL y FP No

Lugar y posición de la

Factor de

Factor

soldadura

lugar (F L)

posición (FP)

1

Soldadura en taller

2

Soldadura en montaje

3

Soldadura plana

4

Soldadura en posiciones

5

Tubería con eje horizontal

6

Tubería con eje vertical

1 1.1 1 1.1 1 1.1

Número de electrodos (η) El número de electrodos se calcula dividiendo el peso que deposita un electrodo entre el peso total del metal depositado, según la siguiente fórmula η = Gd / Gd' Gd - Peso del electrodo fundido (núcleo + revestimiento - residuo)

G

d

=

2 π d (l − residuo )ρη p

4

1000

Donde: d.- Diámetro del electrodo (mm) ρ.- Peso específico(g /cm3)

ηp.- Eficiencia parcial del electrodo que es igual a 0.9 Tiempo para ejecutar un metro de soldadura. t = (ρ An)/ I αd ε

(h/m)

Donde: ρ.- Peso específico (g/cm3) An.- Área de la sección transversal del cordón (mm2) αd.- Coeficiente de depósito (g/ A.h) ε.- Rendimiento del taller, este coeficiente no es mas que la relación entre el tiempo de fusión del electrodo y el tiempo total trabajado. ε = Tiempo de fusión del electrodo/ Tiempo total trabajado (100) Los valores recomendados para este coeficiente según el tipo de fabricación son los siguientes ε = 20 % Para la fabricación de puentes, barcos (trabajos pesados) ε = (25-35) % Para la fabricación de recipientes, calderas (trabajos medios) ε = (35-55) % Para soldadura en serie de piezas pequeñas (trabajo en serie) 3.3. NOCIONES SOBRE COSTOS EN UNIONES SOLDADAS. Consideraciones teóricas para el cálculo del costo de una unión soldada El costo de una unión soldada, se establece por unidad de volumen (1 cm3) de metal depositado en la costura e intervienen los siguientes factores: a) Precio de los electrodos b) Normas de tiempo de soldadura c) Consumo de energía eléctrica d) Salario y gastos indirectos de la producción Se calcula por la siguiente fórmula

C=

Kwh 1⎛ T 0M ⎜ P + 1.1 K + V ⎜⎝ η ε

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

(Pesos/ cm 3)

Donde: C. Costo de la unión soldada ($/cm 3) V. Volumen del metal depositado por un electrodo de diámetro dado. (cm 3)

P. Precio de un electrodo ($) K. Precio de un kwh ($) To. Tiempo de fusión del electrodo (h) M. Salario mas el porciento de gastos indirectos (depreciación de equipos, gastos de energía, reparación y mantenimiento) ($/h) ε. Rendimiento del taller. (%) η. Eficiencia de la máquina de soldar. (%) Determinación del volumen (V).

V =

πd

2

4

lη

(cm 3)

p

ηP =90%

Residuo = 50 mm V =

d = 3mm

V =

d = 4mm

π (3) 2 4

(450 − 50)0.9

1 = 2.5cm3 3 10

V = 2.5 cm3

(450 − 50)0.9

1 = 4.5cm3 3 10

V= 4.5 cm3

1 = 7cm3 3 10

V = 7 cm3

π (4) 2

V =

d = 5mm

Salpicaduras 10%

4

π (5) 2 4

(450 − 50)0.9

Determinación de To.

T

0

=

G

d

Iα d

=

2 .2 d

2

Iα d

d = 3 mm, I = 120 A, αd = 9 g/ A-h, t = 2.2 (3)2 60/ 120 (9) = 1.1 d = 4 mm, I = 160 A, αd = 9 g/ A-h, t = 2.2 (4)2 60/ 160 (9) = 1.46

t = 1.1 min. t = 1.46 min.

d = 5 mm, I = 200 A, αd = 9 g/ A-h, t = 2.2 (5)2 60/ 200 (9) = 1.83 t = 1.83 min. Debe destacarse que el tiempo de soldadura se compone no solo del tiempo de fusión operativo o de máquina que es el se acaba de calcular, sino que hay que sumar los siguientes tiempos: auxiliares, preparativos y de mantenimiento TS= To+Ta+TP+TM Tiempo operativo (To): Es el tiempo durante el cual el arco arde.

Tiempo auxiliar

(Ta):

1) Colocar y quitar pieza en el puesto de trabajo. 2) Girar la pieza durante el proceso. 3) Conexión y desconexión de la máquina. 4) Cambios de electrodos. 5) Limpieza de la escoria de los cordones. 6) Regulación del régimen de soldadura. 7) Otras operaciones análogas. Tiempo preparativo (TP): 1) Obtención de las tareas de trabajo. 2) Instrucciones del jefe de taller. 3) Regulación y adaptación del equipo. 4) Otras orientaciones. Tiempo de mantenimiento (TM): 1) Descanso. 2) Necesidades personales. 3) Otros tiempos. 4) Determinación de ε ε = (tiempo fusión electrodo)/(tiempo total trabajo) (100) El To es bajo comparado con la suma (Ta +To +TM) ε = T 0 100

T

TS = To + T a + TP +TM

S

ε = 20 % Fabricación de puentes, barcos (Trabajos pesados). ε =(25-35) % Fabricación de recipientes, calderas (Trabajos medianos). ε =(35-55) % Fabricación de piezas pequeñas en series (Trabajos en series) 5. Determinación de electrodos/días. El consumo diario por soldador en una construcción con dificultades normales, en un día de 8 horas:

d = 3mm

60 8(0.25 − 0.35) = (109 − 152) (electrodos/día) 1 .1

d = 4 mm

60 8(0.25 − 0.35) = (80 − 112) (electrodos/día) 1 .5

d = 5 mm

60 8(0.25 − 0.35) = (68 − 96) (electrodos/día) 1.75

Esto permite el proceso inverso o sea conociendo la cantidad de electrodos que salen del almacén se puede determinar el rendimiento del taller ε                                                

4. DEFECTOS Y CONTROL DE LAS UNIONES SOLDADAS. 4.1. GENERALIDADES Uno de los problemas que con mayor frecuencia se presenta en la práctica industrial son los defectos en las uniones soldadas y en muchas ocasiones estos afectan sensiblemente a la economía de las Empresas, por esta razón se estudian los diferentes tipos de defectos que se pueden presentar en las uniones soldadas y las causas que los pueden originar, de manera tal de poderlos reparar con una adecuada tecnología de soldadura. Además en el tema se estudian los diferentes tipos de controles que se realizan a las uniones soldadas entre los que se pueden encontrar los siguientes: control visual, con líquidos penetrantes, con partículas magnéticas, radiográficas, con ultrasonidos y herméticas. 4.2. DEFECTOS EN LAS UNIONES SOLDADAS. Al igual que ocurre en los materiales que se utilizan en la fabricación de las diferentes piezas en la industria mecánica, la soldadura perfecta tampoco existe, es decir, siempre existirán discontinuidades, imperfecciones, etc., que constituyen los defectos en las uniones soldadas. Un defecto se define normalmente, como la falta o ausencia de algo esencial para la integridad o perfección completa de las uniones soldadas. Los defectos podrán ser permisibles o no, de acuerdo al tipo, tamaño y distribución de los mismos, y también al tipo de trabajo para el cual esté solicitada la pieza. Los defectos que se pueden detectar con un simple examen visual se denominarán "defectos externos"; los que no se pueden detectar con dicho examen se denominarán "defectos internos". A continuación se estudian los diferentes defectos que pueden aparecer en las uniones soldadas y las causas que lo pueden ocasionar en el caso de los procesos de soldadura manual. 1. Grietas. Las grietas son roturas en las uniones soldadas, y aunque algunas veces son grandes, frecuentemente constituyen ligeras separaciones en el metal de la costura o en el metal base, tal como se puede observar en la figura 4.1.

Figura 4.1 Grietas Las grietas constituyen los defectos más peligrosos de las uniones soldadas y se pueden presentar tanto como defectos externos o internos. Sin tratar de realizar un estudio profundo en el origen del agrietamiento, a continuación se citan las causas más frecuentes de las mismas, así como también la manera de evitarlas en los casos necesarios: a) Las tensiones residuales producidas por un calentamiento no uniforme y los cambios estructurales en la zona de influencia térmica (ZIT), ocasionadas ambas por el mismo proceso de soldadura, conducen en muchas ocasiones al agrietamiento de la unión soldada. Aplicando precalentamiento y tratamientos térmicos posteriores adecuados, se pueden atenuar y en muchos casos eliminar los problemas anteriormente citados. b) Empotramiento de las piezas o de la construcción soldada. En la figura 4.2 se muestra una pieza con una rotura en el brazo A. En el momento de su reparación se origina en dicho brazo una dilatación longitudinal producto del calentamiento en el lugar de

la rotura, esta dilatación longitudinal provoca

tensiones de tracción en los brazos B y C, las cuales pueden ocasionar la rotura si estas sobrepasan el límite de resistencia mecánica de dichos brazos.

Figura 4.2 Empotramiento de una unión soldada

Precalentando en los brazos B y C, buscando una libre dilatación en los mismos, se puede librar el empotramiento que estos ocasionan y evitar la rotura. c) Una mala selección del material de aporte puede ocasionar el surgimiento de grietas en la costura, como sucede en el caso de la soldadura de aceros de bajo contenido de carbono con electrodos de acero de medio o alto contenido de carbono. d) Mala regulación de la llama oxiacetilénica, es decir, soldar con una llama carburante en lugar de una reductora.. e) Absorción de nitrógeno e hidrógeno en las uniones soldadas, lo cual ocasiona fragilidad en las mismas. f) El exceso en la separación de las chapas en la raíz de la costura, puede ocasionar grietas en la misma, tal como se muestra en la figura 4.3. Con una separación adecuada entre las chapas o en la raíz de la costura, se puede evitar este problema. g) Una gran diferencia de espesores entre las chapas de una unión a tope puede provocar el surgimiento de grietas en el cordón de soldadura, debido a un incremento de la velocidad de enfriamiento que ocasiona la masa de la chapa más gruesa del cordón, tal como se muestra en la figura 4.4.

Figura 4.3 Grieta debido a una gran separación de las chapas (6 mm) pese al retroceso del electrodo

Figura 4.4 Grietas en el cordón debido a la gran diferencia de espesores de las chapas a unir

Este problema puede evitarse biselando la chapa más gruesa hasta una longitud L, determinada tal como se muestra en la figura 4.5.

Figura 4.5 Biselado de la chapa mas gruesa para evitar el agrietamiento 2. Falta de penetración. La falta de penetración constituye también, al igual que las grietas, un defecto peligroso en las uniones soldadas y consiste en que el metal de aporte no funde las esquinas de la raíz. La falta de penetración puede ser un defecto externo tal como ocurre en las uniones a tope por un solo lado, figura 4.6 a) o un defecto interno, como ocurre en las uniones a tope por ambos lados y en las juntas en X, figura 4.6 b) y c). En muchas ocasiones la falta de penetración conduce a roturas tales como la que se observa en la figura 4.7.

Figura 4.6 Falta de penetración a) Unión a tope por un solo lado b) Unión a tope por ambos lados c) Junta en X

Figura 4.7 Rotura ocasionada por falta de penetración Las causas que provocan la falta de penetración son las siguientes: a) Velocidad de soldadura grande. Esto provoca una disminución en la energía térmica por unidad de longitud, la cual no es suficiente para obtener una buena penetración en la raíz. b) Empleo de una potencia insuficiente en el soplete, lo que provoca una disminución en la energía suministrada al cordón. c) Selección de un diámetro de electrodo superior al recomendado para un espesor de chapa determinado, como resultado no se puede penetrar hasta el fondo de la raíz, tal como se muestra en la figura 4.8.

Figura 4.8 Influencia del diámetro del electrodo en la penetración a) Incorrecto b) Correcto d) Empleo de una baja intensidad de corriente con respecto al diámetro de electrodo utilizado. La penetración es una función directa de la intensidad de la corriente utilizada, por lo tanto, si se emplea una baja intensidad de corriente se obtiene poca penetración. Para evitar el problema anteriormente explicado, se debe seleccionar una correcta intensidad de corriente de acuerdo con las recomendaciones del fabricante.

e) Poca separación entre las caras de la raíz. Esto dificulta la penetración del metal fundido hasta el fondo de la misma.

Para evitar que esto suceda, se debe

seleccionar una adecuada separación entre las caras de la raíz acorde a las normas correspondientes f) Angulo del bisel pequeño, lo que al igual que lo anteriormente expuesto impide que el metal fundido penetre hasta el fondo de la raíz. Cuando la falta de penetración se encuentra en las uniones a tope por un solo lado y se tiene acceso al revés de la costura, se puede cincelar, limpiar y reparar este defecto con un cordón posterior. Esto no ocurre así en las uniones a tope por ambos lados y en las uniones en X. 3. Falta de metal. Este defecto consiste en un escaso aporte de metal a la unión soldada en determinadas zonas o en su longitud total. Este tipo de defecto debilita la unión soldada y puede conducir a un fallo de la pieza durante su servicio, tal como se muestra en la figura 4.9.

Figura 4.9 Falta de metal Las causas fundamentales de este defecto son: a) Insuficiencia de metal de aporte a la unión soldada. b) Velocidad de soldadura excesiva. Este tipo de defecto es fácil de remediar limpiando bien la zona con ausencia de metal y luego depositando la cantidad necesaria de metal de aporte. 4. Poros. Los poros no son más que cavidades en la costura, las cuales se pueden presentar en la superficie de las mismas, siendo en este caso un defecto externo, o interno cuando se encuentran en el interior de la misma, tal como se muestra en la figura 4.10. Las causas fundamentales que provocan este defecto son las siguientes:

a) Desprendimientos gaseosos en el momento de la solidificación del metal fundido. En los aceros, lo que ocasiona el desprendimiento gaseoso anteriormente citado es la reacción de desoxidación que produce el carbono.

Figura 4.10 Durante la solidificación del metal fundido se pueden presentar tres condiciones fundamentales: 1. La cantidad de gases presentes en el metal en estado líquido es pequeña y pueden desprenderse totalmente durante el período de solidificación, dando lugar a una soldadura libre de poros. 2. La cantidad de gases presentes en el metal en estado líquido es grande y el período de solidificación es corto, no pudiendo los gases por esta razón, abandonar el metal en estado líquido. De esta forma los gases quedan ocluidos en el metal, dando lugar a los poros internos. 3. La cantidad de gases presentes en el metal en estado líquido es grande, sin embargo, el período de solidificación es largo, por lo cual una parte de los gases puede escapar del baño aún en estado líquido y la otra parte escapar en estado plástico, ocasionando estos los poros superficiales o externos. Este efecto puede presentarse en los aceros con un contenido de carbono de 0.2%, si la cantidad de elementos desoxidantes, tales como el manganeso y el silicio son insuficientes. b) Disolución en el baño de soldadura de algunos gases de la llama oxiacetilénica, especialmente el hidrógeno. c) La humedad en los electrodos es una fuente de porosidad en las uniones soldadas. Especial cuidado debe prestarse a los electrodos básicos y de

revestimientos gruesos, los cuales son sensibles a la humedad y por consiguiente, se deben utilizar en estado completamente seco. d) El revestimiento agrietado en el electrodo provoca poros en el cordón, debido a que durante la fusión del electrodo, en la zona donde el revestimiento se encuentra agrietado, no existirá una buena protección del baño líquido y surgirán poros producto de la absorción de gases. Por esto no se deben utilizar electrodos con el revestimiento agrietado o deteriorado. e) Selección de una intensidad de corriente inadecuada que ocasione una mala estabilidad en el arco eléctrico. f) Empleo de una polaridad de corriente incorrecta, la cual ocasionará una mala estabilidad en el arco. g) Mala limpieza de la superficie a soldar. h) Selección incorrecta del metal de aporte. i) Empleo de arco largo durante la utilización de electrodos básicos. En general cuando este defecto es crítico tiene muy mala solución, pues en la mayoría de los casos se hace necesario quitar el cordón de soldadura y volver a soldar. 5. Socavaduras. Las socavaduras también llamadas mordeduras o acanalado, consisten en una falta de metal en la zona entre el metal de la costura y el metal base Se muestran en la figura 4.11 y constituyen un defecto externo. Las causas fundamentales que provocan las mismas son las siguientes: a) Empleo de una alta intensidad de corriente o de un soplete con excesiva potencia, lo que ocasiona que se funda una parte del metal base y se produzca un surco al lado de la costura.

Figura 4.11 Socavaduras

b) Un pequeño mantenimiento del terminal del electrodo o la varilla en los límites del cordón durante el movimiento lateral de los mismos, tal como ocurre en los puntos A, B, C D de la figura 4.12.

Figura 4.12 Movimiento del electrodo Este defecto se puede solucionar fácilmente limpiando bien la superficie del mismo y aportando una cierta cantidad para rellenarlo. 6. Junta fría. Pegadura. Este defecto consiste en una unión insuficiente entre el metal base y el de aporte, siendo un defecto muy peligroso, pues provoca una unión soldada con bajas propiedades mecánicas. Constituye un defecto interno y se muestra en la figura 4.13.

Figura 4.13 Pegadura Las causas fundamentales de este defecto son: a) El metal de aporte se vierte sobre los bordes del metal base aún en estado frío, dando como resultado una mala fusión, por lo que debe tenerse muy en cuenta depositar el metal de aporte cuando el metal base se encuentre en estado de fusión. b) Bordes con óxidos, grasas, etc. Esto provoca una capa que evita la unión entre el metal base y el de aporte. De aquí se desprende la importancia que tiene la limpieza de los bordes del metal base. c) Potencia insuficiente en el soplete, lo que ocasiona poca energía suministrada al cordón.

d) Velocidad de soldadura alta, lo que conlleva un suministro insuficiente de energía térmica por unidad de longitud. e) Posición incorrecta del soplete respecto a la pieza, es decir, utilizar un ángulo de inclinación del soplete respecto a la pieza que no arroje la mayor cantidad de energía al cordón. f) Empleo de una intensidad de corriente baja. Este defecto es muy peligroso, pues es difícil detectarlo. 7. Inclusiones de escoria. Las escorias no son más que materiales sólidos no metálicos. En muchas ocasiones estas pueden quedar atrapadas entre los cordones de soldadura y el metal base o entre los cordones de soldadura, llamándose entonces inclusiones de escoria y constituyendo un defecto interno en las uniones soldadas, tal como se muestra en la figura 4.14. Las causas principales de este defecto son: a) Mala eliminación de la escoria. Esto se debe a que el soldador no quitó la escoria adecuadamente o no cepilló bien la misma antes de ejecutar el cordón siguiente. Por esto, es de suma importancia una buena eliminación de esta.

Figura 4.14 Inclusiones de escoria b) Suciedad en los bordes de soldadura y en la varilla. Las suciedades de los bordes pueden quedar ocluidas en el metal de la costura constituyendo así inclusiones de escoria, igual sucede con el empleo de varillas sucias. c) Cordones muy convexos, tales como los que se muestran en la figura 4.15, lo que trae como consecuencia inclusiones de escoria en los extremos del cordón, debido a que se hace muy difícil su eliminación.

Figura 4.15 Cordones muy convexos 8. Inclusiones metálicas. Las inclusiones metálicas no son más que partículas metálicas atrapadas en el metal de la costura durante su solidificación. Se deben fundamentalmente a pedazos de electrodos, varillas u otros elementos metálicos que quedan sin fundir durante el proceso de soldadura. Son en realidad un defecto interno en las uniones soldadas. 9. Excesivo refuerzo. No es más que un exceso de metal de la costura que sobresale en la cara superior de la misma y ocasiona una disminución de la resistencia a la fatiga de la unión soldada. Se muestra en la figura 4.16 y constituye un defecto externo.

Figura 4.16 Refuerzo excesivo Las causas que originan el mismo son las siguientes: a) Rápida fusión del metal de aporte. b) Aporte excesivo de metal. 10. Exceso de penetración. El exceso de penetración también conocido bajo el nombre de goterón, no es más que un exceso de metal de aporte que sobresale por la cara inferior de la costura, o sea, en la raíz. El exceso de penetración disminuye la resistencia a la fatiga en las uniones soldadas. Se muestra en la figura 4.17 y constituye un defecto externo.

Figura 4.17 Exceso de penetración

Las causas que originan este defecto son las siguientes: a) Intensidad de corriente demasiado alta. b) Angulo incorrecto del electrodo respecto a la pieza, el cual en determinadas ocasiones provoca el descenso del metal entre las caras de la raíz. 11. Cráter. El cráter no es más que una superficie de forma casi circular que se presenta al terminar de utilizar, el operario, cada electrodo y más frecuentemente al terminar de realizar cada cordón. Se muestra en la figura 4.18 y constituye un defecto externo en las uniones soldadas., producido por la contracción, durante la solidificación, del metal fundido como resultado de una brusca interrupción del arco eléctrico.

Figura 4.18 Rechupe en el cráter de una soldadura por arco Este defecto puede remediarse hábilmente por el operario aportando una mayor cantidad de metal o alimentando el cráter realizando un ligero retroceso. 12. Aspecto pobre de la soldadura. Esto consiste en una costura de forma irregular donde las conchas en la misma no son uniformes y generalmente van acompañadas de otros defectos tales como: poros, salpicaduras, etc. Es un defecto externo ocasionado fundamentalmente por: a) Empleo de una polaridad de corriente incorrecta. b) Empleo de un arco corto cuando no es recomendado. Esto provoca un impacto de los gases sobre el metal fundido y, por tanto, irregularidad en las conchas. c) Movimientos inadecuados del electrodo. d) Empleo de una tensión eléctrica incorrecto que provoca un arco no estable. e) Sobrecalentamiento del cordón que ocasiona un excesivo ancho de la costura. 13. Salpicaduras. El metal de aporte durante su fusión salpica y se sitúa en pequeñas gotas a los lados de la costura, tal como se muestra en la figura 4.19. Este defecto disminuye

el rendimiento del electrodo y constituye un defecto externo en las uniones soldadas.

Figura 4.19 Salpicaduras Las causas que provocan las pérdidas por salpicaduras son las siguientes: a) Elevada intensidad de corriente. b) Arco muy largo, lo cual facilita el chisporroteo del metal durante su paso del electrodo al metal base. c) Excesivo soplo magnético. 14. Sobrecalentamiento. Este defecto produce fragilidad en la costura producto de un crecimiento de los granos en el metal, ocasionado por la acción prolongada del calor. Esta fragilidad disminuye la resistencia al impacto de la unión soldada. Se pueden, en algunas ocasiones, remediar dándole a la unión soldada un adecuado tratamiento térmico posterior. 15. Quemado del metal. El metal se quema, o sea, se oxida, provocando esta capa de óxido una disminución en la cohesión de la unión soldada. Las causas fundamentales que ocasionan este defecto son las siguientes: a) Acción prolongada de la llama sobre el baño de fusión. b) Empleo incorrecto de una llama oxidante o un prolongado contacto del penacho con el baño fundido Es necesario es estos casos eliminar la costura y volver a soldar. 16. Rechupe. Este defecto consiste en que la cantidad de metal en el cordón de la raíz es tanto que gotea y forma como una especie de cavidad en esta zona (Figura 4.20).

Figura 4.20 Rechupe Las causas que provocan este defecto son las siguientes: a) Intensidad de corriente excesivamente alta. b) Angulo incorrecto del electrodo con respecto a la pieza, el cual en determinadas ocasiones provoca el derrame del metal en la raíz. c) Mucha separación de los bordes. En ocasiones los defectos de fabricación en las uniones soldadas de los equipos, tales como; poros, socavaduras, falta de metal,, etc., son concentradores de tensiones y por lo tanto zonas donde puede atacar el agua u otro medio corrosivo y ocasionar grietas por tensocorrosión [12]. 4.3 MÉTODOS DE CONTROL DE LAS UNIONES SOLDADAS. TIPOS Anteriormente se analizaron los distintos defectos que se pueden presentar en las uniones soldadas, así como también las causas fundamentales que originan los mismos, y que en sentido general se debían a una mala preparación o disposición de las piezas, mala ejecución del proceso de soldadura, mala soldabilidad del metal base o una mala elección del material de aporte. El objetivo del control de las uniones soldadas es detectar estos defectos en las mismas y en muchas ocasiones evitar su formación. En esencia existen tres tipos de controles en las uniones soldadas las cuales son: 1. Control previo del proceso de soldadura. 2. Control durante la ejecución del proceso de soldadura. 3. Control posterior al proceso de soldadura. Estos tres tipos de 4.4 CONTROL PREVIO AL PROCESO DE SOLDADURA. El control previo al proceso de soldadura se encarga de chequear y controlar los siguientes aspectos: 1. Materias primas que se van a utilizar. Aquí se chequea y controla la calidad del carburo empleado en el caso de su utilización, la calidad del oxígeno y el

acetileno, se comprueba el metal base que se va a soldar, así como también el de aporte. 2. Se chequean los equipos que se van a utilizar. Esto se refiere a controlar el estado de los sopletes, mangueras, manómetros, tenazas, cables y máquinas de soldar. 3. Se controla la mano de obra, es decir se comprueba, mediante una prueba si el operario está apto para realizar determinado tipo de soldadura. 4. Se chequean los planos de construcción con el fin de detectar si la disposición de las costuras están de acuerdo a las recomendaciones técnicas. El control previo a la soldadura se debe realizar por inspectores capacitados con el fin de eliminar las posibilidades de futuros defectos. 4.5. CONTROL DURANTE EL PROCESO DE SOLDADURA. El control durante la ejecución del soldeo permite asegurar una perfecta ejecución del método. Se controla fundamentalmente si las recomendaciones hechas por el método de soldadura aplicado se cumplen a cabalidad, poniéndose especial atención a la velocidad de soldadura, la cual ocasiona múltiples defectos si no se utiliza adecuadamente. Durante este control el inspector puede realizar ensayos destructivos y semidestructivos, con vistas a chequear la calidad del operario. 4.6 CONTROL POSTERIOR AL PROCESO DE SOLDADURA. Este control se refiere al que se le hace a la unión soldada después de que la misma ha sido realizada. Según la naturaleza y tipo de control, este puede ser de tres clases fundamentales: 1. Controles destructivos. 2. Controles semidestructivos. 3. Controles no destructivos. 4.7 CONTROLES DESTRUCTIVOS. Este tipo de control se aplica a la fabricación en masa y en serie de piezas de construcción de gran importancia. Su aplicación es limitada y depende esencialmente del costo de fabricación.

El control destructivo consiste en seleccionar unidades o piezas separadas de distintos lotes y controlarlas mediante diferentes pruebas, de acuerdo con la forma de construcción de las mismas y las cargas que van soportar. Con este tipo de control se conocen las propiedades mecánicas de las uniones soldadas. Las diferentes pruebas que se pueden realizar con este tipo de control son las siguientes: pruebas de tracción, de flexión, de resistencia al impacto, de resistencia a la fatiga, metelográficas y de dureza, las que se estudian a continuación: a) Pruebas de tracción Este tipo de control permite determinar la resistencia de la unión soldada y también el alargamiento de la misma. La forma y dimensiones de la probeta se deben escoger según las normas correspondientes. b) Pruebas de flexión Con las pruebas de flexión se determina la capacidad de deformación de las uniones soldadas a tope. Generalmente se mide el ángulo de doblado hasta que se obtiene la primera rotura. La probeta se coloca entre rodillos y se dobla mediante un punzón. Las dimensiones de la probeta, los rodillos y el punzón, así como la forma de realizar la prueba, se deben seleccionar de acuerdo a la norma cubana c) Pruebas de resistencia al impacto (viscosidad de impacto) Con esta prueba se determina la resistencia a cargas dinámicas de una pieza determinada o estructura y consisten en lo siguiente: se escoge una probeta con una muesca y se coloca en el péndulo de Charpy, el cual se deja caer hasta que se rompe la probeta. Entonces de acuerdo con la resistencia del material al impacto este se levantará a una altura determinada. La resistencia al impacto se registra en una escala adjunta al péndulo. d) Pruebas de resistencia a la fatiga Estas pruebas se realizan cuando se necesita conocer las resistencia a cargas variables con el tiempo, es decir la magnitud de la tensiones máximas y mínimas, el número de ciclos que resiste el material o la pieza antes de romperse.

e) Pruebas metalográficas. Estas pruebas se emplean para el control de las probetas de los exámenes de soldadura, análisis de defectos y causas que los crean, determinación de causas de roturas en las construcciones soldadas, etc. Las probetas se toman de manera que no varíen la estructura del material por influencia del calor. Las pruebas metalográficas se dividen en dos grupos: macroscópicas y microscópicas. En

las

pruebas

macroscópicas

se

observan

los

siguientes

aspectos:

características de cristalización de la unión soldada, forma de preparación de los bordes, carácter de los posibles defectos y calidad de la fusión. Los ensayos microscópicos consisten en la observación con el microscópico metalográfico de las probetas de la unión soldada poniendo atención a los siguientes aspectos: estructura de la costura, estructura de la zona de influencia térmica, estructura del metal base, efectos del tratamiento térmico y características de algunos defectos, como por ejemplo, microgrietas, etc. f) Pruebas de dureza Aunque en esencia este no es método destructivo en sí, se incluye dentro de los mismos porque su resultado tiene relación directa con dos de ellos como son: resistencia a la tracción y estructura. En los aceros de bajo contenido de carbono se puede calcular por la siguiente fórmula: σ = 0.34 HB

(1.28) Donde: 2

σ - resistencia a la tracción (N/mm ). HB - dureza (unidades Brinell). En los aceros al cromo-níquel, la fórmula es la siguiente: σ = 0.36 HB

(1.29)

4.8 CONTROLES SEMIDESTRUCTIVOS. Este tipo de control se realiza localmente, en regiones dudosas de la costura, sin producir la destrucción total de la misma. Después de efectuado el control se puede reparar el lugar sometido a prueba, de ahí el nombre de semidestructivos.

Uno de los métodos consiste en lo siguiente: una fresa como la que se muestra en la figura 4.21 pone al descubierto una zona localizada de la costura, la cual se pule y se analizan los posibles defectos en dicha zona. Después de la prueba se repara la zona sometida al control.

Figura 4.21 Control semidestructivo con la fresa Schmuckler [20] 4.9 CONTROLES NO DESTRUCTIVOS. Estos tipos de controles se denominan en el sistema inglés por las siglas N.D.T. (Non Destructive Testings), consisten en controlar los defectos internos y externos de las uniones soldadas sin ocasionar la rotura de las mismas. Existen diferentes tipos de controles, los cuales se agrupan a continuación: control visual, control mediante líquidos penetrantes, control mediante partículas magnéticas, control radiográfico (rayos X y gamma), con ondas ultrasónicas y hermético. En la actualidad se han realizado estudios sobre la influencia económica que ejercen las pruebas no destructivas en la aplicación práctica de las mismas [22]. 4.9.1 Control visual. Mediante el control visual se pueden observar todos los defectos externos de una unión soldada. Para realizar los mismos es necesario limpiar ambos lados de la costura en una distancia de 25 mm, de grasas, polvos, óxidos, salpicaduras y otras suciedades. El inspector podrá dictaminar al observar la parte superior de la costura defectos tales como: falta de metal, poros, socavaduras, aspecto pobre, grietas, excesivo ancho del cordón, excesivo refuerzo, etc., mientras que al observar el revés de la

misma podrá dictaminar sobre: falta de penetración, poros, bordes desnivelados, etc. En muchas ocasiones el inspector se auxiliará de una lupa en dicho examen, especialmente en el caso de la observación de grietas. 4.9.2 Control mediante líquidos penetrantes. Después de la inspección visual, uno de los métodos mas antiguos de pruebas no destructivas fue el de aceite y tiza, que después origina el control mediante líquidos penetrantes. Esta prueba consiste en aplicar una película de aceite caliente a la superficie que se quiere analizar, la cual debe estar previamente limpia. Después de un tiempo suficiente el aceite con cierta fluidez provocada por la temperatura que tiene el mismo, penetra en los defectos que se encuentran en la superficie de la pieza; más tarde se limpia la misma con kerosene, con el objetivo de eliminar todo vestigio de aceite que no haya penetrado y al cabo de cierto tiempo, cuando la superficie esté seca, se le aplica una mezcla de polvo de tiza con metilato u alcohol. Al final, el polvo de tiza absorbe el aceite que penetró en los defectos y se revelan de esta forma, en la superficie de la pieza, los defectos que se encuentran en la misma. El inconveniente fundamental de este método es que necesita un largo período, alrededor de 24 h para detectar los defectos en la superficie de la pieza. Posteriormente se desarrolla una versión mas acabada del método, la cual consiste en lo siguiente: se lava la superficie de la pieza y luego se aplica la emulsión con el objetivo de quitar todo vestigio de aceites que no hayan penetrado en los posibles defectos. Este método es el que se conserva hasta nuestros días y se aplica en cualquier clase de material sólido, tanto metálicos como no metálicos, como por ejemplo: aluminio, magnesio, latones, cobre, hierros fundidos, aceros, carburos, plásticos, etc. 1. Tecnología de operación. El proceso consta de varias etapas, que son: preparación de la pieza, aplicación del penetrante, lavado, aplicación de la emulsión, secado y revelado e inspección.

a) Preparación de la pieza. Antes de aplicar el líquido penetrante, la superficie de la pieza se debe limpiar bien quitándole todo vestigio de grasas, aceites, pinturas, óxidos, etc., los cuales dificultan la función del líquido penetrante. a) Aplicación del líquido penetrante. La función fundamental de este líquido es la de penetrar en los defectos. Se aplica a la superficie de la pieza por inmersión o con una brocha, dejándola un cierto tiempo para que penetre en los defectos. El tiempo que se deja el penetrante para que penetre en los defectos varia en función de la clase de material y del tipo de fabricación, o sea, si es fundida, forjada o soldada. c) Lavado. El lavado se aplica con el fin de eliminar el exceso de líquido penetrante, tal como se muestra en la figura 4.22, pues de lo contrario este líquido puede aparecer como un defecto. La temperatura del agua no debe sobrepasar los 40 °C.

Figura 4.22 Lavado d) Aplicación de la emulsión. El agua no es miscible con el líquido, por lo que es necesaria la aplicación de una emulsión que elimine el exceso del mismo, tal como se muestra en la figura 4.23. Esta emulsión deberá dejarse un tiempo determinado cuyo valor promedio es alrededor de 2 min. En las superficies lisas este tiempo es menor, mientras que en las superficies rugosas es mayor.

En algunos casos la sustancia emulsiva es incorporada con el líquido, pero esto solo es recomendable para superficies rugosas, debido a que la emulsión le disminuye la capacidad de penetración al líquido.

Figura 4.23 Aplicación del emulsificador Una vez aplicada la emulsión y dejándola su tiempo correspondiente, la superficie de la pieza se somete a un proceso de lavado. e) Secado y revelado. Cuando todo el líquido penetrante en exceso ha sido quitado, se somete la pieza a un proceso de secado y revelado. El orden de aplicación de uno u otro depende del tipo de revelador que se utilice en la prueba, pues como se estudia más adelante, existen dos tipos de reveladores que son el seco y el húmedo. El revelado consiste en depositar sobre la superficie de la pieza una capa de sustancia absorbente, la cual atrae al penetrante que se encuentra en el interior de los defectos, tal como se muestra en la figura 4.24. El revelador seco es un polvo, el cual es rociado sobre la superficie de la pieza. El exceso de este polvo se quita de la superficie de esta, mediante vibración o mediante una moderada presión de aire. El revelador húmedo es un polvo diluido en agua, el cual se aplica mediante una brocha a la superficie de la pieza.

Figura 4.24 Revelado Los dos reveladores son efectivos; pero el húmedo es más usado debido a su facilidad de aplicación. Una vez aplicado el revelador, este necesita de un cierto tiempo para que el penetrante abandone los defectos. La operación de secado se efectúa después de aplicado el revelador húmedo, pues antes no tendría sentido, o antes de aplicar el revelador seco. Esta operación consiste en una circulación de aire caliente seco sobre la superficie de la pieza. La temperatura del aire no debe ser superior a 80 °C, pues se corre el riesgo de que se volatilicen algunos componentes del líquido penetrante. f) Inspección. Después de la aplicación del secado y revelado se somete la pieza a la inspección, la cual se debe realizar con una buena iluminación. 2. Naturaleza y propiedades de los líquidos penetrantes Los líquidos penetrantes deben reunir una serie de características para garantizar un buen resultado en el ensayo, estas son: - Capacidad de penetrar con facilidad en los defectos y fisuras muy pequeñas - No evaporarse muy rápido - Dejarse limpiar con facilidad - Ser inerte respecto al material que se ensaya - No debe ser tóxico - Debe ser económico. Asimismo los reveladores deben cumplir con las siguientes exigencias: - Tener gran poder absorbente - Tener pequeña granulometría para conseguir buena definición. - Dejarse limpiar con facilidad.

4.9.3 Control mediante partículas magnéticas. 1. Fundamentos del proceso. La inspección mediante partículas magnéticas se conoce en la literatura inglesa bajo el nombre de magnaflux. Es un método para detectar defectos en materiales magnéticos. El método de inspección con partículas magnéticas consta de dos pasos fundamentales: la aplicación de un campo magnético al material y la aplicación de partículas magnéticas finamente divididas sobre la superficie de la pieza, las cuales pueden encontrarse en forma de polvo seco o en suspensión líquida. La aplicación del campo magnético en el material provoca la aparición de líneas de fuerza en el mismo, si existe una grieta u otro defecto en el material, provoca la obstrucción de las líneas de fuerza y ocasiona la aparición de dos polos que actúan de la misma forma que un imán, atrayendo las partículas magnéticas aplicadas en la superficie de la pieza. En la figura 4.25 se muestra la influencia de la posición del defecto en la desviación de las líneas de fuerza y se nota que cuando el defecto se encuentra en un plano perpendicular a la dirección de las líneas de fuerza, estas sufren una gran desviación, mientras que cuando el defecto es paralelo a las líneas de fuerza, las mismas casi no sufren desviación.

Figura 4.25 Influencia de la posición del defecto en la desviación de las líneas de fuerzas De lo anteriormente dicho se desprende que la dirección del campo magnético con respecto a los defectos, debe ser 90° o muy cercano al mismo y también que el campo magnético debe tener una intensidad suficiente como para poder atraer con fuerza las partículas magnéticas que se encuentran en la superficie de la pieza en los lugares donde existan defectos. Este método se utiliza para la inspección de defectos en las diferentes piezas, durante los distintos pasos

tecnológicos de su construcción, así como también para detectar defectos en las uniones soldadas. Es un método de control que se aplica con relativa facilidad en diferentes tipos de piezas independientes de su forma, tamaño, tratamiento térmico, etc., y con la única restricción de que el material debe ser magnético. 2. Campos circulares y longitudinales. En la inspección mediante partículas magnéticas existen dos tipos de campos magnéticos que son los siguientes: circulares y longitudinales. Los campos magnéticos circulares son aquellos que se producen por el paso de una corriente eléctrica en la dirección longitudinal de la pieza, mientras los campos longitudinales son los que se producen por el paso de una corriente eléctrica a través de un alambre enrollado en la pieza. En la figura 4.26 y 4.27 se muestran campos longitudinales y circulares respectivamente.

Figura 4.26 Campos longitudinales

Figura 4.27 Campos circulares La selección del tipo de campo a utilizar se realiza de manera que el mismo forme con el defecto un ángulo aproximadamente de 90°. Partículas magnéticas. Las partículas magnéticas pueden encontrarse en dos formas: secas y en un baño líquido en suspensión. Las partículas magnéticas secas son polvos de materiales magnéticos de determinados tamaños y generalmente de distintas coloraciones (grises, rojas o negras), con el fin de obtener el mayor contraste posible. El método con partículas magnéticas secas es utilizado para la inspección de piezas largas, tales como fundiciones, soldaduras, etcétera. Las partículas magnéticas secas se aplican en recipientes plásticos, en forma de pulverizado. Las partículas en un baño líquido en suspensión consisten en óxidos de hierro magnéticos suspendidas en dicho baño líquido, el cual generalmente es un destilado de petróleo o kerosene. Estas partículas son coloreadas con el objeto de obtener contrastes. En el caso de detectar grietas muy finas, este método se impone al anterior. Conclusiones. 1. El método continuo es más sensible que el residual y para grietas finas, el método mediante partículas magnéticas en suspensión es mejor que el método con partículas magnéticas en forma de polvo seco. 2. Para detectar defectos internos el método seco tiene ventajas sobre el húmedo.

3. Para defectos internos se recomienda la corriente directa, mientras que para los defectos externos se recomienda la corriente alterna. 4. Siempre debe aplicarse el campo magnético perpendicular a la dirección del defecto esperado, cuando no se conozca dirección de estos deben aplicarse, tanto campos circulares como longitudinales. Desmagnetización. Después de la inspección mediante partículas magnéticas, las piezas quedan con cierto magnetismo remanente, el cual debe eliminarse de acuerdo con el trabajo ulterior de la pieza. Si la pieza es un instrumento de corte o si la misma va a ser sometida a un proceso de maquinado, puede presentarse la acumulación de virutas en el borde del instrumento de corte y, por lo tanto, la rotura; la misma debe ser desmagnetizada. Si la pieza es de acero de bajo contenido de carbono o si va a trabajar a temperaturas superiores al punto de Curie, no es necesario desmagnetizarla. La desmagnetización se puede efectuar reduciendo gradualmente la corriente. Interpretación de la situación de las partículas magnéticas. En este método se pueden detectar los defectos por agrupación de las partículas y se pueden interpretar los siguientes defectos: falta de penetración, desnivel de bordes, socavaduras, etc. 4.9.4 Control radiográfico (rayos X y gamma) En el año 1895, Wilhelm Konrad Röntgen descubrió una radiación misteriosa, la cual tenía la particularidad de atravesar los cuerpos opacos a la luz ordinaria; en el año 1898 Maria y Pierre Curie descubrieron el polonio y el radio, los cuales también emiten radiaciones con la particularidad anteriormente citada. Ninguno de estos científicos pensó en las enormes aplicaciones que sus descubrimientos proporcionaron a la humanidad. Se conocen las amplias aplicaciones que tienen los rayos X y las radiaciones gamma, descubiertos por Roentgen y los esposos Curie, en la medicina y en la inspección industrial.

Los rayos X y gamma tienen la particularidad de atravesar los cuerpos opacos a la luz visible sin alterar sus propiedades y con ello se analizan los posibles defectos internos en los materiales sin llegar a la destrucción de los mismos. 1. Rayos X Los rayos X son radiaciones electromagnéticas de la misma naturaleza que la luz ordinaria, pero de longitudes de onda más pequeñas. Las longitudes de onda de los rayos X se miden en angström (A°), el cual es igual a 10

-8

cm.

Los rayos X se producen de la siguiente manera: en un tubo de rayos X, como se muestra en la figura 4.28 se aplica con diferencia de potencial V, lo cual provoca el desprendimiento de electrones del cátodo con la energía cinética suficiente para proyectarlas contra el ánodo o anticátodo. Estos electrones chocan contra el ánodo con una energía E y producen los rayos X. La energía cinética E del electrón de masa m y velocidad v en el momento del impacto, es igual a: E = 1/2 m .v

2

(77)

La mayor parte de esta energía cinética se transforma

en calor y solo una

pequeña parte, menos del 1 %, se transforma en rayos X.

Figura 4.28 Esquema de generación de rayos X en un tubo de Coolidge

Por otro lado, la energía E del electrón es igual al producto de la frecuencia de la radiación emitida F por la constante de Planck k, y viene dada por la siguiente ecuación: 2

E = 1/2 m v = k. F

(1.30)

Se conoce también que la frecuencia de la radiación emitida F es igual a la relación entre la velocidad de la luz c y la longitud de onda de la radiación λ , dada por: F=

c

(1.31)

λ

De lo anteriormente expuesto, se puede plantear que la energía cinética E, producida por una diferencia de potencial V, es inversamente proporcional a la longitud de onda de la radiación según se observa en la ecuación siguiente: E = 1 / 2m.v 2 = k .F

k .c

(1.32)

λ

Las radiaciones de longitud de onda pequeña, producidas por una gran energía, se denominan duras y las de longitud de onda grande, producidas por una energía pequeña se denominan blandas. Los rayos X tienen las siguientes propiedades: a) Son invisibles. b) Se propagan en línea recta y a la velocidad de la luz. c) Atraviesan los cuerpos opacos a la luz. d) Tienen carácter ionizante, es decir, que liberan electrones de la materia. e) Pueden deteriorar o destruir las células vivas. f) Tienen acción fotoquímica, o sea, pueden formar imágenes en emulsiones fotográficas. 2. Rayos gamma. Los rayos gamma son radiaciones electromagnéticas producidas por la desintegración de núcleos atómicos. Estos son de la misma naturaleza que los rayos X, pero de longitudes de ondas más cortas. Mientras que los rayos X se producen por la transformación de energía eléctrica, los rayos gamma utilizan la energía

almacenada

o

acumulada

en

estos,

cediéndolas

mediante

la

desintegración de núcleos atómicos, sin la necesidad aparente de aplicar ningún tipo de energía para producirlos; los elementos radiactivos constantemente están emitiendo radiaciones gamma. La actividad de una fuente de radiación gamma se expresa en Curie (ci), el cual no es más que el número de desintegraciones por segundo (3,7 X 10

10

desintegraciones por segundo) y corresponden a la velocidad de desintegración de un gramo de radio. El parámetro que mide la vida media de un isótopo es el tiempo que tiene que transcurrir para que se reduzca a la mitad, su actividad inicial. En la tabla 4.1 se muestra la vida media de algunos isótopos. TABLA 4.1 VIDA MEDIA DE ALGUNOS ISOTOPOS. [24] Isótopo Vida media Co6027 5.24 años 75 Se 34 125 años Cs13455 2.07 años Cs13755 30 años Eu15263 12.7 años Eu15563 1.7 años 170 Tu 63 129 días Ir19277 74.37 días El costo inicial de un isótopo es mucho más económico que la adquisición de un equipo de rayos X de potencia equivalente. Los isótopos tienen una gran aplicación en las obras, debido a que no necesitan corriente eléctrica ni sistemas de refrigeración, y a su fácil manipulación. Los rayos X y gamma al atravesar un cuerpo pierden parte de su intensidad, es decir, existe una interacción entre los átomos de un material y estos rayos que provocan una disminución en su intensidad. Si un rayo de intensidad I0 atraviesa un cuerpo de espesor dx, se perderá una intensidad di1, que vendrá dada por la ecuación. 1

-dI = I0 - I

(1.33)

En esta ecuación I0 es la intensidad del rayo incidente, I intensidad del rayo emergente y dI la cantidad de intensidad absorbida, la cual se expresa con signo negativo, pues la misma se considera como pérdida. La cantidad de intensidad absorbida también se expresa con la siguiente ecuación: 1

1

-d I = µ I d x

(1.34)

Desarrollando la misma ecuación se obtiene: −

dI ' = μd x I'

Integrando: I'

x

dI ∫I i' = − μ ∫0 dx 0 ln

I' = − μx I0 1

I = I0 e - µx

(1.35)

En dicha ecuación se obtiene la magnitud de la intensidad emergente, I1 en función del espesor del material x y el coeficiente de absorción lineal µ. Este coeficiente depende del tipo de material empleado, de la densidad del material y de la longitud de onda de los rayos que atraviesen dicho material. En la figura 4.29 se observan los términos de la ecuación (1.35).

Figura 4.29 Absorción de rayos X y gamma

3. Formación de imágenes radiográficas con rayos X. La calidad de una imagen radiográfica está influenciada por diferentes factores, los cuales se encuentran agrupados en la forma siguiente: factores geométricos,

factores

de

exposición

y

radiaciones

secundarias.

A

continuación se hace estudio de los distintos factores pertenecientes a estos grupos: a) Factores geométricos Distancia foco-objeto y objeto-película Solo desde el punto de vista geométrico son comparables las imágenes ópticas y las radiográficas, ambas se trasladan en línea recta. En la figura 4.30 se observa un foco puntual F emisor de rayos, en el haz del mismo se coloca un objeto opaco de magnitud b a una distancia d, y debajo una película radiográfica en la cual se observa una imagen del objeto, ahora de magnitud c, a una distancia h del objeto. Estas magnitudes se relacionan según la siguiente fórmula: c d +h = b d c=

b( d + h ) d

(1.36)

Como se puede observar, la magnitud de la imagen c es mayor que el objeto. De la ecuación (1.36) se muestra que la magnitud de la imagen c será más real mientras más lejos se encuentre el foco del objeto y mientras más pequeña sea la distancia objeto-película. En la práctica generalmente es fácil obtener la menor distancia objetopelícula, sin embargo no se puede alejar el foco una gran distancia debido a que se disminuye la intensidad de los rayos y se afecta la formación de la imagen. Por general, la distancia foco-película viene fijada por el fabricante de los distintos equipos.

Figura 4.30 Distancia foco-objeto y objeto-película Tamaño del foco emisor Si el foco emisor F no es puntual, tal como se observa en la figura 4.31, entonces se produce una penumbra o difusión de contornos, la cual será mayor mientras más grande sea dicho foco.

Figura 4.31 Tamaño del foco emisor Posición del foco emisor Cuando el haz de rayos no es perpendicular al objeto, la imagen aparece distorsionada. Esto se muestra en la figura 4.32.

Figura 4.32. Imagen distorsionada b) Factores de exposición La imagen registrada por una película radiográfica es consecuencia de la acción fotoquímica de los rayos X, que después de atravesar el objeto que se ensaya llegan a ella. Sin tener en cuenta las características de la película, el logro de una imagen correcta depende de las cantidades de radiaciones que llegan a esta. Estas radiaciones son la suma de las radiaciones primarias que proceden del tubo de rayos X, y de las difundidas por el objeto u otras partes materiales afectadas por las radiaciones primarias. Las radiaciones primarias dependen de los siguientes factores: cantidad y calidad de las radiaciones que salen del tubo, cantidad e intensidad de radiaciones que llegan al objeto y clase y espesor de la pieza. Estos factores se estudian a continuación: Cantidad y calidad de las radiaciones que emergen del tubo La cantidad de radiaciones emitidas por el tubo de rayos X son proporcionales a la intensidad de las radiaciones y al tiempo durante el cual se emiten. La intensidad de las radiaciones no es más que la cantidad de energía de rayos X que llega a la unidad de superficie en una unidad de tiempo. Un aumento en la intensidad de la corriente, manteniendo constante las demás condiciones, determina un aumento de la cantidad de radiación, mientras que un aumento de la tensión eléctrica provoca un aumento en la calidad de las radiaciones.

Se dan cartas donde se pueden seleccionar los valores de tensión eléctrica, intensidad de corriente y tiempo en función del espesor y tipo de material, manteniendo constante otros factores tales como: distancia foco-película, tipo de película, etc. Cantidad e intensidad de radiaciones que llegan al objeto Cuando un tubo de rayos X emite radiaciones con tensión eléctrica e intensidad de corriente constante, la cantidad de energía de radiaciones que llega al objeto que se inspecciona no depende de la distancia a que se encuentra la misma, pero no ocurre así con la intensidad de las radiaciones la cual disminuye con el cuadrado de la distancia según la figura 4.33 y mediante la siguiente ecuación: 3

I1 D2 = I2 D1

(1.37) Donde: I1 - intensidad de radiaciones en C. I2 - intensidad de radiaciones en D. D1 - distancia del plano C al ánodo A. D2 - distancia del plano D al ánodo A.

Esto se debe a que las radiaciones se reparten en una superficie mayor.

Figura 4.33 Esquema demostrativo de la variación cuantitativa de la intensidad con la distancia

Por otro lado se conoce que el producto de la intensidad de las radiaciones por el tiempo de exposición se mantiene constante para no alterar los parámetros de la radiografía. De las dos relaciones anteriores se puede extraer como conclusión que la relación entre el tiempo de exposición a la distancia mas próxima (t1) y el tiempo a la distancia mas alejada (t2) son proporcionales a la relación de los cuadrados de las distancias mas cortas 2

(D1) y la mas larga (D2)

2

Clase y espesor de la pieza. En la ecuación (1.35) se muestra como las radiaciones que se proyectan sobre la película están afectadas por el tipo de material (µ) y el espesor del mismo (x). Sin embargo, estos inconvenientes se pueden controlar mediante la tensión eléctrica, intensidad de corriente eléctrica y tiempo de exposición, dentro de los límites de la capacidad de los distintos equipos. Radiaciones secundarias Cuando un haz de rayos X llega a un objeto material, una parte de los mismos se absorben, otra parte de las radiaciones son difundidas en todos los sentidos por los átomos que constituyen el objeto (figura 4.34) y otra parte atraviesa el objeto sin dificultad.

Figura 4.34 Efecto de la radiación difusa: imagen borrosa Las radiaciones no difundidas por el objeto, también llamadas primarias, son las que se aprovechan para obtener una película con un buen contraste, mientras que

las radiaciones difusas o secundarias producen un velo en la película disminuyendo el contraste de la imagen, por esto se hace necesario eliminarlas al máximo. Las radiaciones secundarias no solo proceden del objeto que se radiografía, sino también de cualquier parte material alcanzada por el haz de rayos X, por ejemplo: piezas metálicas cercanas, el suelo, las paredes, etcétera. El efecto de las radiaciones secundarias puede atenuarse con el empleo de pantallas de plomo, las cuales absorben dichas radiaciones. Cartas de exposición para rayos X Se han estudiado los distintos factores que influyen en la formación de imágenes radiográficas con rayos X. Todos estos factores se relacionan en unos gráficos llamados cartas de exposición. Estas son las que nos dan los valores de los parámetros de tiro (tensión eléctrica, intensidad de corriente eléctrica y tiempo de exposición) en función del espesor y tipo de material, manteniendo constantes otros factores como son: distancia foco-película, tipo de película y tipo de pantalla. Cuando por razones tecnológicas se necesita variar la distancia foco-película, el tipo de película o el tipo de pantalla, se hace necesario realizar las pruebas adecuadas para lograr los parámetros de tiro óptimos. En el caso específico de la distancia focopelícula, la corrección se realiza mediante la fórmula (1.36). Una de estas cartas se muestra en la figura 4.35, la cual se utiliza para el caso de los aceros al carbono con pantallas de alta intensificación y una distancia foco- objeto de 60 cm.

Figura 4.35 cartas de exposición [24] 4. Formación de imágenes radiográficas con rayos gamma La formación de imágenes radiográficas con rayos gamma depende de factores similares a los tratados ya en la formación de imágenes con rayos X, por ejemplo, las consideraciones realizadas en los factores geométricos y radiaciones secundarias se cumplen en los rayos gamma. Sin embargo, existen diferencias en los factores de exposición, los cuales se tratan a continuación: a) Actividad del isótopo La actividad de un isótopo que se expresa en Curie (Ci) tiene una influencia determinante en las formaciones de las imágenes, debido a que la misma disminuye con el transcurso del tiempo. La actividad (Qt) de un isótopo cualquiera, de un tiempo de vida media (T1/2) y de actividad inicial Q0, a un tiempo "t" cualquiera, viene determinada por la siguiente ecuación:

Qt = Q0 .e

−

0.693 t T1 / 2

(1.38)

En la figura 4.36 viene expresada la variación de la relación Qt/Q0en función del tiempo para el Cs55137

Figura 4.36 Cambio de la actividad relativa (Qt/Q0) en función del tiempo para el Cs55137 b) Clase y espesor de la pieza. Al igual que sucede con los rayos X, los rayos gamma son absorbidos y la cantidad de radiaciones que se proyectan sobre la película dependen del espesor de material (x) y del tipo de material que se da en la ecuación (1.35) en función del coeficiente (µ). Este coeficiente varía para las radiaciones gamma debido a que el mismo es función de la longitud de onda. Cartas de exposición para rayos gamma A diferencia de los rayos X en los cuales existen tres parámetros de tiro (tensión eléctrica, intensidad de corriente eléctrica y tiempo de exposición), en los rayos gamma existe un sólo parámetro de tiro: el tiempo de exposición. El tiempo de exposición se relaciona en función del espesor, distancia focal y tipo de material, manteniendo otros factores como: tipo de fuente radiactiva, tipo de película y tipo de pantalla, pero teniendo muy en cuenta la actividad del isótopo en el momento del tiro. En la figura 4.37 se muestra una carta de exposición para Cs

137

utilizada

para aceros y que nos da en función del material y la distancia focal, el valor de la actividad - h (gramo de radio -h).

Figura 4.37 carta de exposición para aceros con isótopos de Cs137 (D= 1.5 película tipo Roentgen "x", pantallas de plomo de 0.1 -0.2 mm de espesor) [23] Películas y pantallas radiográficas. a) Películas radiográficas. La imagen radiográfica se registra en la película radiográfica, dicha película consta de emulsiones fotográficas cuando los rayos X, gamma, luz o electrones se proyectan sobre la emulsión, tiene lugar una reacción y de acuerdo con la intensidad de la reacción, se forma una imagen que aún no es visible y que se denomina imagen latente. Esta imagen se convierte en una imagen visible por la acción de una solución reductora adecuada. b) Clases de películas radiográficas Las películas radiográficas que se utilizan en radiografía industrial se dividen en grupos de acuerdo con sus características. c) Densidad radiográfica Los ennegrecimientos de las películas radiográficas se miden por la densidad radiográfica. La densidad radiográfica se define por la relación entre la intensidad

de las radiaciones que inciden en la película y la intensidad de las radiaciones emergentes. d) Pantallas radiográficas. Las pantallas radiográficas son artificios que se emplean para reforzar la acción de la energía de los rayos X en la formación de imágenes. Se utilizan dos tipos de pantallas cuya acción reforzadora se debe a principios físicos diferentes, estas son: pantallas metálicas y pantallas salinas. Indicadores de calidad de la imagen (penetrómetros) En la película radiográfica se deben observar los defectos o discontinuidades con suficiente detalle y claridad para poder determinar bien el tipo y magnitud del defecto. La calidad de una imagen radiográfica está directamente relacionada con la tecnología de obtención de la misma, teniendo en cuenta todos los parámetros y factores con los cuales esta se realiza. El control de la calidad de una imagen radiográfica se efectúa mediante los indicadores de la calidad de la imagen, que también se denominan penetrómetros. Los indicadores de calidad consisten en una serie de hilos delgados de diferentes diámetros o en una plancha de espesores diferentes con pequeños agujeros de diferentes diámetros. Estos indicadores se colocan sobre el chasis que contiene la película radiográfica y las pantallas, y en el centro del haz de radiaciones, los mismos se sitúan entre el objeto y el chasis. La sensibilidad de una imagen radiográfica viene expresada por la siguiente ecuación. BZ =

d 100 x

(1.39) Donde: BZ - sensibilidad de la imagen. d - diámetro más visible del hilo más delgado. x - espesor de la pieza a examinar.

Tecnología de operación con rayos X y gamma 1. Operación con rayos X A continuación se dan los pasos fundamentales a seguir en la operación con un equipo de rayos X: a) Se debe llevar todo el material necesario preparado para realizar las distintas exposiciones, es decir, preparar los chasis en las películas y pantallas adecuadas. b) Se debe precalentar el tubo de rayos X. Los distintos equipos de rayos X se calientan de acuerdo con curvas de temperaturas contra tiempo que traen los mismos, tales como las que se muestran en la figura 4.38. c) Se debe limpiar bien la superficie de la pieza para evitar que se dañen los chasis y disminuir la intensidad de los rayos. d) Se coloca el tubo en la distancia focal adecuada. e) Se fija el chasis, el cual contiene la película y las pantallas radiográficas al objeto a radiografiar. f) Se seleccionan los parámetros de tiro de acuerdo con las cartas de exposición del equipo y se colocan en la unidad de control. g) Se efectúa el tiro y después se quita el chasis para posteriormente revelar la película radiográfica.

Figura 4.38 Gráfico de calentamiento 2. Operación con rayos gamma. La operación con rayos gamma es mucho más sencilla, pues el equipo de rayos gamma (isótopo) no necesita calentamiento sino solo colocarlo a la distancia focal necesaria para trabajar con los parámetros de tiro determinados, los cuales se seleccionan de las cartas de exposición.

3. Consideraciones tecnológicas Para efectuar el tiro, tanto con rayos X como con rayos gamma, se hace necesario

en

muchas

ocasiones

tener

conocimientos

de

algunas

consideraciones tecnológicas, como por ejemplo: a) Posición de la fuente La fuente puede colocarse en diferentes posiciones de acuerdo con la forma de la pieza y a la posición de la unión soldada con respecto a la misma. Estas son: Posición básica Se muestra en la figura 4.39 y es la posición en que se radiografían todas las uniones soldadas planas. Posición concéntrica La fuente se coloca en el interior del tubo y con un solo tiro se radiografía toda la unión soldada. Esta se muestra en la figura 4.40. Generalmente se utiliza con isótopo radioactivo.

Figura 4.39 Posición básica de la fuente

Figura 4.40 Posición concéntrica de la fuente Posición excéntrica: Se muestra en la figura 4.41 y se emplea cuando la distancia focal necesaria es mayor que el radio de la tubería. Los rayos pasan solo por la mitad del cordón y por eso se hace necesario realizar 2 o 3 radiografías.

Figura 4.41 Posición excéntrica de la fuente

Posición elíptica Se utiliza en tuberías con diámetros menores de 100 mm y para obtener toda la longitud de la costura radiografiada se hace necesario dos radiografías a 90°. Se muestra en la figura 4.42.

Figura 4.42 Posición elíptica de la fuente Cuando el diámetro de la tubería se encuentra entre 100 y 200 mm, se recomienda tirar placas con la posición media elíptica que se muestra en la figura 4.43.

Figura 4.43 Posición media elíptica de la fuente Posición circular Se muestra en la figura 4.44 y se utiliza cuando exista la posibilidad de introducir la placa en el tubo y cuando el diámetro exterior es mayor de 100 mm. En este caso es necesario considerar que los rayos pasan por ambas paredes del tubo. Se necesita tirar tres radiografías para toda la costura, aunque esto es en función del espesor del tubo y su diámetro.

Figura 4.44 Posición circular de la fuente

Posición exterior Se utiliza cuando no es posible introducir la placa en el tubo. Esta se muestra en la figura 4.45.

Figura 4.45 Posición exterior de la fuente b) Profundidad del defecto En muchas ocasiones se hace necesario conocer a que profundidad se encuentra un defecto determinado. Existe un método, según muestra la figura 4.46, mediante el cual se puede determinar dicha profundidad. En la figura A y P representan dos posiciones de la fuente; B el defecto y las líneas AC y PQ los rayos que se emiten de la fuente. Por semejanza de triángulos se obtiene la siguiente fórmula: D−d d = t s d=

D.s t±s

(1.40)

Donde: D - distancia foco- película. d - distancia del defecto a la película. t - distancia entre las dos posiciones de la fuente s - distancia entre las dos imágenes en la película.

Figura 4.46 Profundidad del defecto 4. Revelado La imagen en la película radiográfica se hace visible mediante el proceso químico a que se somete la misma. El revelado consta de varios pasos que son: a) Se sacan las películas radiográficas de los chasis y se colocan en los soportes, tal como se muestra en la figura 4.47. a) Se introducen las películas en una solución reductora que lleva a un grado de reducción mayor a los cristales de halogenuros de plata, que por la acción fotoquímica de la radiación habían sido ya reducidos, pero no lo suficiente como para hacerse visible. Esto se conoce con el nombre de "revelado

propiamente

dicho"

y

depende

fundamentalmente

de

la

temperatura, tiempo de revelado, naturaleza del revelador, grado de desgaste del mismo, agitación de la solución, tipo de película, etc.

Figura 4.47 Soportes

c) Después del revelado propiamente dicho, la película debe lavarse, de lo contrario el revelado continúa. . d) El próximo paso es la aplicación del fijador, el cual tiene por objeto dar a la película una imagen permanente. e) Después de aplicar el fijador el tiempo necesario, la película se lava para eliminar de la misma los reactivos. f) Al final se aplica el lavado en aire ambiente o en aire caliente, evitándose que se adhieran partículas de polvo y que no se peguen las unas con las otras. Interpretación radiográfica. Evaluación El problema de la interpretación radiográfica es tan complejo que no es posible dar normas concretas para definir los defectos, en esencia la interpretación radiográfica tiene por objeto determinar la calidad de las piezas. La calidad de la pieza tiene un sentido relativo, pues una pieza con una cierta cantidad de defectos puede considerarse buena para determinadas condiciones de trabajo y mala para otras. En realidad ninguna pieza es perfecta, por eso existe una determinada relación entre las condiciones de calidad de una pieza para un trabajo determinado y la economía. En la interpretación radiográfica, lo primero que hay que juzgar es la calidad de la radiografía, lo cual se obtiene con los indicadores de calidad, más tarde se procede a la identificación de los defectos. Esta se realiza con un negatoscopio de luz variable, el cual consiste en un equipo que produce una luz blanca que facilita la interpretación. La ley fundamental de la interpretación radiográfica es la siguiente: Los defectos y su magnitud son función directa de las radiaciones que inciden en la película radiográfica. Los parámetros de tiro se seleccionan de acuerdo con el tipo de material y el espesor del mismo, de manera que se obtenga la zona del cordón sobre expuesto y poder tener contraste entre la zona de los defectos que será negra y la zona del cordón que será blanca.

A continuación se da una guía de como se presentan cada uno de los defectos en las radiografías, por ejemplo, las grietas se presentan de forma muy definida e irregular. La posición del plano de la grieta es importante debido a que cuando los planos de las grietas son paralelos a los rayos; se disminuye en gran medida la intensidad que llega a la película radiográfica y, por lo tanto, se detecta bien la grieta, sin embargo, cuando las grietas son perpendiculares a los rayos no es posible detectar las mismas. La falta de penetración aparece como una línea en el centro de la costura producto de la no fusión de la raíz, esta puede aparecer de forma interrumpida o en forma continua. Los poros se presentan, generalmente, de forma circular aunque también se presentan de forma alargada y agrupados. Las socavaduras se presentan de forma oscura y en los bordes del cordón con un color más oscuro que el metal base. Las inclusiones de escoria se presentan en formas alargadas o redondeadas de color grisáceo y se presentan generalmente en los bordes de los cordones. El exceso de penetración o goterón se presenta de un color más blanco que la costura y en el centro de la misma. Cuando los bordes se encuentran desnivelados, se presenta una línea igual que la falta de penetración. Cuando existen diferencias de espesores en la pieza, se nota la más delgada con un color más oscuro que la más gruesa. Muchas veces aparecen defectos aparentes ocasionados por un mal secado o por arañazos en la película. Estos pueden ser detectados examinando oblicuamente la superficie de la película frente a la luz y comparando ambas caras de la emulsión. Otro aspecto en el que debemos tener cuidado es en utilizar pantallas radiográficas que no estén dañadas, pues de lo contrario puede equivocar al inspector a la hora del examen radiográfico. Evaluación Una vez revelada la placa y durante la inspección radiográfica de la misma, el radiólogo medirá los defectos y de acuerdo con sus dimensiones y a la norma que emplee, determinará si la soldadura es o no aceptable.

Protección contra los rayos X y gamma. Todos los rayos X y gamma afectan las células vivas del hombre, sin embargo, esto solo ocurre si se sobrepasan las dosis máximas admisibles que se dan en las normas correspondientes 4.9.5 Control con ondas ultrasónicas. 1. Fundamento teórico del control con ondas ultrasónicas Las oscilaciones mecánicas según la frecuencia con las cuales oscilan se clasifican en: a) Infrasónicas Con frecuencia menores de 16 Hz y que se encuentren por debajo de los límites de audición. b) Sonoras Con frecuencias entre 16 y 20 000 Hz que estimulan al oído humano y dan al cerebro la sensación acústica. c) Ultrasónicas Con frecuencias mayores de 20 000 Hz y que también se encuentran fuera de los límites de audición. El control con ondas ultrasónicas se fundamenta de la manera sgte: cuando las ondas ultrasónicas pasan a través de un medio las partículas de ese medio vibran con frecuencias superiores a las audibles. Si tenemos un cuerpo elástico en posición de equilibrio y le aplicamos una oscilación mecánica de frecuencia ultrasónica, esta produce en las partículas un movimiento, el cual es impedido por las fuerzas elásticas del medio, hasta que detienen

las

partículas

después

de

un

desplazamiento

determinado

y

posteriormente la llevan a su posición de equilibrio debido a su inercia: la partículas continúan su movimiento después de pasar por su posición de equilibrio y se detienen después de un desplazamiento en la otra dirección. Las oscilaciones dependen entonces de la inercia y de la elasticidad del medio. Parte de la energía de las partículas anteriores es transmitida a las partículas vecinas comenzando estas su movimiento después de un tiempo determinado, así el movimiento vibratorio viaja con una velocidad finita c1 llamada "velocidad de onda".

Este fenómeno se conoce con el nombre de "movimiento ondulatorio ", cuyo ejemplo más sencillo lo constituye el de la onda sinusoidal que se muestra en la figura 4.48. El símbolo λ se llama longitud de onda y representa la distancia entre dos puntos adyacentes de la onda que tienen el mismo estado de movimiento; el u es desplazamiento de la partícula de su posición de equilibrio y el A1 es el valor máximo de este desplazamiento. El tiempo que emplea la partícula para completar una vibración se llama período T. La frecuencia del movimiento f es el número de vibraciones por unidad de tiempo y es el inverso del período relacionado según la ecuación (1.41).

Figura 4.48 desplazamiento de la onda en función del tiempo f =

1 (1.41) T

La unidad de frecuencia es el ciclo por segundo, la cual corresponde a una oscilación por segundo. La relación entre la longitud de onda λ y un período T, da la velocidad de onda c1 que se expresa por las siguientes ecuaciones: c1 =

λ T

(1.42)

C1 = λ f (1.43) Donde: c1.- velocidad de onda en el medio considerado (m/s) λ .- Longitud de onda (m) f.- Frecuencia de la onda (1/s)

La característica esencial de las ondas ultrasónicas es que se propagan en línea recta y son capaces de reflejarse y refractarse en la superficie de separación de dos medios diferentes (material- defecto). La longitud de onda que se expresa según la ecuación (1.44) tiene una influencia determinante en la sensibilidad del método, pues solo se podrá detectar defectos que tengan dimensiones transversales mayores que la longitud de onda, donde se cumplen las leyes de reflexión y refracción. Los defectos que tengan dimensiones transversales menores que la longitud de onda, no podrán detectarse debido a que se produce un fenómeno de dispersión del haz en el defecto. En este caso no se cumplen las leyes de la reflexión y refracción.

λ=

c1 f

(1.44)

El menor tamaño del defecto que se puede detectar es igual al tamaño del grano del material, pues entonces las ondas serán reflejadas por los granos e igualmente por los defectos y como resultado se obtiene una serie de ecos en donde no se puede determinar el del defecto. De esto se deduce que la estructura del material influye a la hora de seleccionar la frecuencia para detectar los defectos en el mismo. De lo anterior se deduce que a medida que se selecciona una mayor frecuencia, la longitud de onda es menor y se podrán detectar aún más defectos aumentando así la sensibilidad del método. Los rayos X y gamma son absorbidos por el material, lo cual limita la capacidad de los equipos; las ondas ultrasónicas no son absorbidas por el material y la capacidad de los equipos es mayor que los anteriores. 2 Tipos de ondas Ondas longitudinales Cuando

las

ondas

ultrasónicas

producen

compresiones

y

expansiones

alternadamente que provocan desplazamientos de la partícula en la dirección de las ondas, estaremos en presencia de la onda longitudinal. Estas están presentes en todos los medios elásticos conocidos. Las ondas longitudinales se muestran en la figura 4.49.

Figura 4.49 Ondas longitudinales Ondas transversales En las ondas transversales los desplazamientos de la partícula se producen en una dirección perpendicular a la dirección de las ondas. Estas ondas solo pueden transmitirse en los sólidos, mientras que las anteriores se transmiten en los sólidos, líquidos y gases figura 4.50).

Figura 4.50 Ondas transversales Ondas superficiales Las ondas superficiales se propagan a lo largo de la superficie libre de un medio sólido Estas resultan de la superposición de las ondas longitudinales

y

transversales tal como se muestra en la figura 4.51.

Figura 4.51 Ondas transversales Se consideran cuando el espesor de la pieza es pequeño en relación con la longitud de onda. 3. Resonancia Cada material tiene una frecuencia natural en la cual él resuena y que viene expresada en la siguiente fórmula:

f =

n.c1 2S

(1.45) Donde: f.- frecuencia natural del material n.- Número entero 1, 2, 3, 4.... c1.- velocidad de la onda S.- espesor del material.

Si el material se somete a una serie de oscilaciones forzadas, llega el momento en que el resuena. Este es el punto donde coincide la frecuencia de la oscilación forzada con la frecuencia natural del material 4. Efecto piezoeléctrico El efecto piezoeléctrico es la propiedad que tienen ciertos cristales, tales como cuarzo, titanato de bario y sulfito de litio de expandirse y contraerse con la aplicación de un voltaje en las caras del cristal y viceversa, es decir, producir un voltaje cuando se aplique en el mismo una vibración. Estos cristales transmiten la energía eléctrica en vibración mecánica o viceversa y por esta razón son llamados transductores ultrasónicos 5. Métodos de control con ondas ultrasónicas Existen diferentes métodos para controlar las piezas con ondas ultrasónicas, estos son: método de transmisión y recepción directa, método de recepción con impulsos reflejados y método de resonancia. a) Métodos de transmisión y recepción directa Este método se muestra en la figura 4.52 y para su control se necesitan dos transductores o cabezales, uno emisor E y otro receptor R. El cabezal emisor E se coloca de un lado de la pieza y se encarga de suministrar la energía a la misma; el otro se coloca del lado opuesto y se encarga de recibir la energía no reflejada por los defectos en el interior de la pieza y convertirla en impulsos eléctricos registrados en un indicador. En el caso de no existir defectos y se nota como un cabezal receptor recibe el 100% de la energía, sin embargo, en los casos en que existen defectos parte de la energía se refleja y en el cabezal receptor se recibe una parte de la energía emitida.

Para evitar pérdidas de energías en la superficie de contacto entre el transductor y la pieza, se coloca una capa de aceite o grasa para eliminar la presencia de aire entre ambos, además, esto favorece la transmisión de ondas, debido a que estas no se transmiten en el aire. La superficie de la pieza se limpia bien de óxido, incrustaciones, etc.

Figura 4.52 Método de transmisión y recepción directa Las principales limitantes del proceso en el control de las uniones soldadas son las siguientes: en muchas ocasiones solo se tiene acceso a la costura por un solo lado y también se hace necesario maquinar el refuerzo y la raíz de la costura, lo cual no es recomendable. b) Método de recepción con impulsos reflejados En el método de recepción con impulsos reflejados como su nombre lo indica, las ondas no se suministran por el cabezal de forma continua, como en el método anterior, sino que se suministran en forma de impulsos. El cabezal emite los impulsos al interior de la pieza y se mide el tiempo entre la emisión y el regreso de la onda del cabezal. El cabezal actúa como emisor y receptor en distintos intervalos de tiempo. El tiempo y el espesor vienen relacionados por la siguiente fórmula: S=

C1 t 2

(1.46)

Donde: c1. - Velocidad de onda en la pieza S.- Espesor de la pieza t.- Tiempo

Según la fórmula (1.46) se puede determinar el espesor de la pieza y también la distancia a la que se encuentra un determinado defecto, tal como se muestra en la figura 4.53 En esta figura se muestran dos picos, uno el comienzo y otro el final de la pieza correspondiente a los límites de la pieza; si aparece otro entre estos dos indica un defecto, siendo la distancia a este la longitud a la que se encuentra él.

Figura 4.53 Método de recepción con impulsos reflejados a) Reflexión de las ondas en la pared y el defecto. b) Trazo del tubo de rayos catódicos c) Método de resonancia En este método se le aplican a la pieza ondas ultrasónicas continuas. A estas ondas se le varían la frecuencia hasta que coincidan con la frecuencia natural del material y el material resuena. Esto se registra en un indicador. Su principal aplicación es para la medición de espesores. No se recomienda para el control de las uniones soldadas. 6. Reflexión y refracción de las ondas ultrasónicas Las ondas ultrasónicas cumplen las leyes de reflexión y refracción, es decir, ellas cumplen la igualdad del ángulo de incidencia con el de reflexión y también que la relación de los ángulos de incidencia es igual a la relación entre la velocidades de la onda en cada uno de los medios. a) Reflexión y refracción entre dos medios sólidos. (I y II) En la figura 4.54 se muestra como una onda ultrasónica c incide sobre la frontera de dos medios sólidos; la misma se refleja como una onda longitudinal (1), a un ángulo (ß1) y como una onda transversal (2), a un ángulo (ß2) y también se

refracta como una onda longitudinal (3), a un ángulo (ϒ3) y como una onda transversal (4), a un ángulo (ϒ4). Estas ondas se relacionan según las siguientes ecuaciones: Sen α = Senβ1 Vl ' Senα = ' Senβ Vt

(1.47) (1.48)

Vl ' Senα = '' Senγ 3 (1.49) Vt Vl ' Senα = '' Senγ 4 (1.50) Vt Donde: 1

Vl .- Velocidad de la onda longitudinal en el medio (I) 1

Vt .- Velocidad de la onda transversal en el medio (I) Vt”.- Velocidad de la onda transversal en el medio (II).

Figura 4.54 Reflexión y refracción entre dos medios sólidos [26] b) Reflexión y refracción entre acero y aire En el aire, las ondas ultrasónicas no se propagan, por eso estas solo se reflejan en una onda longitudinal y otra transversal tal como se muestra en la figura 4.55

Figura 4.55 Reflexión entre acero y aire [26] c) Reflexión y refracción entre plástico y acero. Los cristales piezoeléctricos se fabrican de manera que en estos se puedan obtener ondas longitudinales En los métodos de transmisión y recepción directa, recepción con impulsos reflejados y resonancia, el ángulo de incidencia es de 90°, sin embargo, en el análisis de las uniones soldadas, resulta conveniente hacer incidir la onda ultrasónica con un ángulo determinado. Esto se obtiene montando el cristal piezoeléctrico en un cabezal de plástico, tal como se muestra en la figura 4.56.

Figura 4.56 Cabezal plástico En la figura 4.57 se muestra como varían los ángulos de refracción en el acero, de acuerdo con la variación del ángulo de incidencia de la onda longitudinal en el plástico.

Figura 4.57 Reflexión y refracción entre plástico y acero [26] Se nota que para ángulos de incidencia de las ondas longitudinales entre 0 y 29° se refractan ondas longitudinales y transversales, para 30° y 60° se refractan solo ondas transversales con ángulos entre 35 y 80° que son ángulos que se marcan en el cabezal plástico y entre 61 y 90° no se refracta ningún tipo de onda. En la figura 4.58 se muestra el proceso inverso, o sea el paso de las ondas transversales del acero al plástico.

Figura 4.58 Reflexión y refracción entre acero y plástico [26] Estos valores de ángulos se basan en los siguientes valores de velocidades de ondas en los distintos medios. Plástico.- Vl = 2730 m/s Acero.-

Vl= 5635 m/s Vt = 3120 m/s

Para calcular los valores de los ángulos de reflexión y refracción entre otros materiales, se necesitan los valores de las velocidades de las ondas longitudinales y transversales en los distintos medios. 7. Angulo de prueba y distancia de salto en chapas planas El ángulo de prueba no es más que el ángulo entre la onda transversal y la perpendicular a la pieza y se denota por α según la figura 4.59. Se realizan

pruebas con valores de 35, 45, 60, 70 y 80°, los cuales descansan dentro del rango donde se producen solo ondas transversales en la refracción.

Figura 4.59 Ángulo de prueba y distancia de salto La distancia de salto, que se denomina P0, es la distancia horizontal entre el punto de entrada de la onda ultrasónica transversal en la pieza y el punto de salida de la misma, se muestra en la figura 4.59 y se calcula por la siguiente ecuación: P0 = 2 S tg α

(1.51) Donde: P0.- Distancia de salto S.- Espesor de la plancha α.- Angulo de onda transversal

8. Control de las uniones soldadas a tope En el control de las uniones soldadas a tope con equipos de impulsos se emplean distintos métodos: 1 Método longitudinal 2. Método transversal 3. Método combinado Método longitudinal En este control los cabezales se mueven a una determinada distancia del eje de la costura sobre la línea paralela a este. De acuerdo con la distancia a que se sitúen los cabezales, se pueden diferenciar tres tipos de procedimientos: procedimiento directo, procedimiento con el primer eco y procedimiento con el segundo eco. a) Procedimiento directo En este procedimiento los cabezales se mueven a lo largo de varias rectas paralelas al eje de la costura, entre la distancia máxima de P0/2 y una mínima que

dependen

de

las dimensiones del cabezal y el ancho de la costura, tal como se muestra en la figura 4.60.

Figura 4.60 Procedimiento directo Tiene la desventaja de que no puede controlarse bien la parte superior de la costura. b) Procedimiento con el primer eco Se muestra en la figura 4.61. En el mismo los cabezales se mueven igual que el procedimiento anterior, pero a una distancia entre P0 /2 y P0. Es el más utilizado en la práctica.

Figura 4.61 Procedimiento con el primer eco c) Procedimiento con el segundo eco Se utiliza para chequear materiales de pequeño espesor

y los cabezales se

mueven a una distancia entre P0 y 3P0 /2 y Se muestra en la figura 4.62 Método transversal En este método los cabezales se mueven perpendicularmente al eje de la costura, según se muestra en la figura 4.63. Este método de control se emplea en combinación con el método longitudinal

Figura 4.62 Procedimiento con el segundo eco

Figura 4.63 Método transversal Método combinado En este método se combinan los dos anteriores y se muestra en la figura 4.64

Figura 4.64 Método combinado.

4.9.6 Control hermético El objeto de este control es probar la hermeticidad del equipo, consiste en llenar de agua el mismo hasta que por la parte superior, donde se deja un drenaje y que se desborde, entonces se tapa y se aplica presión con una bomba a valores de 25 - 50 % mayores que la presión de trabajo. El tiempo que se deja bajo prueba es de 15 - 30 min y durante este tiempo se inspecciona a ver si se sale algún cordón de soldadura. BIBLIOGRAFIA [1] Torres Ortega, José: Breve historia de la soldadura en el mundo y en México. Revista de la Ciencia y la Tecnología de la Soldadura. (3-4)p. Mayo-Junio. 1994. México. [2] Dr. Ing. Herbert Wendel; KDT: Experiencias fabriles en reformadores de vapor X 40 Cr-Ni 25,20 y X 40 Cr-Ni 37(A). SchweissTechnik. Vol.8, (348-351)p, 1994. [3] NC 08-04. Términos y definiciones. --------- Vig. desde 79-6 ----- 6p. [4] NC 08-06. Costuras de las uniones soldadas. Tipos y elementos de diseño. --Vig. desde 84-3 --- 59p. [5] Peter J. Lugg. Soldadura de raíles de ferrocarril en Inglaterra. Welding and Metal fabrication. (4-12)p. Enero-Febrero. 1986. EUA. [6] Rodríguez Pérez, Héctor: Metalurgia de la Soldadura. 613p. Editorial Pueblo y Educación. Habana. Cuba. 1983. [7] Bent Dohly y Bjorn Hogard: Reparación de carriles mediante soldadura a pié de obra. Soldaduras y tecnologías de unión. (24-38)p. Sept. - Oct. 1992. España. [8] Burgos, José: Tecnología de la Soldadura, 287p. Editorial Pueblo y Educación. Habana 1987. [9] Seferian Daniel: Metalurgia de la soldadura. Pierre Chevenard. 402p. 1968 Editorial Ciencia y técnica, Francia, s/a. [10] Rodríguez Pérez, Héctor y Rolando Aguilera: Tecnología de soldadura para la recuperación del dromo

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