Aceros de Baja Aleacion y Alta Resistencia, HTLA, HSLA.pdf

1: ¡El grupodesold ldaduranumero ro1enlasnacioneshis ispanohablantes!

LO S ACEROS D E ALTA RESI RESI STENCI A INTRODUCCION En la medida que se descubría la influencia del carbono y otros elementos químicos, en las aleaciones de acero, se inventaban nuevas combinaciones de estas aleaciones dirigidas a labores cada vez mas especificas de construcción o fabricación. Dentro de la gama de aceros al carbono que se comercializan en el mercado; son los Aceros de Baja Aleación Tratados Térmicamente (HTLA) y los Aceros de Alta Resistencia y Baja Aleación (HSLA High Strength Low Alloy) como dos grupos que que cada día mas se utilizan para la fabricación/construcción fabricación/construcción de equipos, equipos, elementos e instalaciones soldadas. DEFINICIONES BASICAS

Aceros HTLA:

Aceros HSLA:

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

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

APLICACIONES BASICAS

Estos aceros se utilizan en la fabricación de Algunos de los elementos fabricados/construidos con elementos elementos de maquinas maquinas y, en el caso de necesitar necesitar estos aceros son: Estructuras, Barcos, Grúas y Equipo operaciones de soldeo estos se suelen soldar en Pesado y Tuberías para oleoductos. estado de recocido y posteriormente dichas piezas se someten a tratamientos térmicos de templado y revenido.

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

MikayahLévi

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2: PROPI ED AD ES M ECANICAS Y SOLD ABIL I D AD D E LOS ACEROS D E BAJA ALEACI ON PARA TRATAM I ENTO TERM I CO (H TLA) Resumen

En la actualidad, con frecuencia se recurre a aceros especiales de alta resistencia para aplicaciones de ingeniería en que se requieren aleaciones metálicas capaces de soportar exigentes solicitaciones externas. Dentro de las aleaciones metálicas que pueden ser empleadas para las mencionadas aplicaciones, en la industria se dispone, entre otros, de los aceros de baja aleación para tratamiento térmico (HTLA), que en muchas ocasiones responden a los rangos deseados para propiedades mecánicas tales como la resistencia a rotura, límite elástico, dureza y tenacidad. De acuerdo con el carácter formativo del presente trabajo, se describen las características esenciales de este tipo de aceros de alta resistencia y los valores típicos que corresponden a sus propiedades mecánicas, además de las recomendaciones que se deben atender durante el proceso de soldeo y los tratamientos térmicos que favorecen la calidad de las uniones soldadas. Palabras clave: Alta resistencia; Aceros HTLA; Baja aleación; Tratamiento térmico; Soldabilidad 1. In t r odu cción

Dentro del conjunto de los aceros de alta resistencia, los aceros de baja aleación para tratamiento térmico (también referidos como aceros HTLA según las siglas que proceden de su acepción inglesa) aglutinan una serie de aleaciones metálicas que tienen en común la limitación a un contenido de carbono comprendido entre el 0,25 y 0,50% y no superior al 5% para los restantes elementos de aleación. Se trata de materiales de ingeniería con elevadas prestaciones en términos de propiedades mecánicas tales como la resistencia a tracción, dureza y ductilidad, por lo que son de gran utilidad para numerosas aplicaciones industriales [1-3]. En relación con el soldeo de los aceros especiales de alta resistencia (dentro de los cuales se encuentran los aceros HTLA), en los últimos años se han llevado numerosos trabajos dirigidos a esclarecer las propiedades mecánicas de las uniones soldadas, entre los cuales cabe destacar los desarrollados por S. Ravi et al. [4], I.H. Brown [5], Y. Shi y Z. Han [6] y J. Vojvodic Tuma y A. Sedmak [7]. Los autores S. Ravi et al. [4] llevaron a cabo el estudio de la propagación de grietas en piezas obtenidas mediante soldadura por arco con electrodo revestido, mientras que M. Rakin et al. [8] presentaron un modelo numérico para la predicción de la vida a fatiga a partir de la distribución de tensiones originada en la zona de unión. Los estudios realizados por J. Vojvodic Tuma y A. Sedmak [7] y G. Magudeeswaran et al. [9] fueron también dedicados a la deducción de la resistencia a fatiga en las uniones soldadas, incluyendo el efecto de los valores seleccionados para los parámetros del proceso. De acuerdo con los resultados obtenidos por J. Vojvodic Tuma y A. Sedmak [7], el fallo por fatiga se ve favorecido por la aparición de zonas frágiles localizadas (LBZ), que a su vez pueden ser provocadas por la interacción entre la malla de metal soldado y las regiones metálicas de diferente composición. La presencia de zonas con mayor susceptibilidad a la fractura puede ser atribuida a la elevación de temperatura a causa de los sucesivos cordones efectuados durante la soldadura multipase. En el trabajo de Y. Shi y Z. Han [6] se aborda la influencia de la velocidad de enfriamiento sobre la tenacidad resultante, y sobre la composición cristalina de la zona de unión y la zona afectada térmicamente, mientras que I.H. Brown [5] analiza la aparición de grietas por contracción como consecuencia de la microsegregación de los elementos constituyentes de la aleación metálica, y A. Lambert-Perlade et al. [10] se centra en los mecanismos involucrados en el cambio de fase desde la composición inicial de austenita hasta la formación de bainita.

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3: En este trabajo se detallan las características esenciales de los aceros HTLA, incluyendo las designaciones comprendidas dentro de este grupo de aleaciones metálicas y los valores típicos que corresponden a las propiedades mecánicas alcanzables. Una vez definidos los aspectos comunes a los aceros de baja aleación para tratamiento térmico (o aceros HTLA), se proporcionan recomendaciones técnicas acerca de los métodos de soldeo que pueden ser empleados, y a continuación se definen los criterios que se deben contemplar durante el precalentamiento y tratamiento térmico post-soldadura, con el fin de minimizar el riesgo de grietas en la unión soldada. 2. Pr i nci pal es car act erísti cas de los aceros H TLA

Como ha sido comentado anteriormente, los aceros identificados por las siglas inglesas HTLA constituyen uno de los grupos de aceros especiales de alta resistencia que son utilizados con frecuencia en la industria, junto con otros tipos de aleaciones metálicas como son, a modo de ejemplo, los denominados aceros HSLA y los aceros de bajo contenido de carbono y ultra alta resistencia, que comparten con los primeros una composición con reducido contenido de carbono y exigentes niveles de propiedades mecánicas. Los aceros de bajo contenido de carbono y alta resistencia (o bien aceros HSLA) poseen un contenido de carbono inferior al 0,2% y un contenido total de elementos de aleación inferior al 2%. No obstante, las designaciones contenidas en este grupo de aceros se establecen fundamentalmente en función de los valores alcanzados por sus propiedades mecánicas, en lugar de atendiendo a la composición química que presentan. Dentro de ellos se encuentran los aceros que responden a designaciones tales como A 242, A 440, A 441, A 572, A 588, A 606, A 607, A 618, A 633, A 656, A 690, A 710 y A 715, los cuales proporcionan una resistencia a tracción comprendida entre 415 y 655 MPa y una tensión de fluencia entre 275 y 550 MPa. Por otra parte, los aceros de bajo contenido de carbono y ultra alta resistencia suelen ser también seleccionados para aplicaciones estructurales en que se necesita una resistencia a tracción mínima de 1380 MPa, una tensión de fluencia mínima de 1240 MPa y unos elevados niveles de tenacidad. Dentro de este grupo se incluyen aceros de níquel-cromo-molibdeno-vanadio, aceros de níquel-cobalto y un 5% de los aceros de cromo-molibdeno-vanadio, como son entre otros los que vienen dados por las designaciones AMS 6434, 300M, D-6A, H11 MOD, H13, HP 9-4-20 y HY-180. A diferencia de las aleaciones metálicas anteriores, la acepción de aceros de baja aleación para tratamiento térmico (HTLA) hace referencia a aceros de alta resistencia con contenido medio de carbono templados y revenidos, los cuales se caracterizan por un contenido de entre el 0,25 y 0,50% de carbono y de hasta el 5% de la totalidad de elementos de aleación. El tratamiento de temple que se aplica a estos aceros persigue el objetivo de dar lugar a una estructura martensítica, si bien el revenido posterior tiene la misión de propiciar los niveles requeridos para propiedades mecánicas como son la resistencia a la tracción, dureza y tenacidad. Dentro del grupo de aceros que se identifican mediante las siglas HTLA, se encuentran aceros tales como el AISI 1330, AISI 4028, AISI 4130, AISI 4150, AISI 4320, AISI 4340, AISI 4620, AISI 5120, AISI 6150, AISI 8620 y AISI 8640. Como consecuencia de los elevados valores de dureza que se obtienen en este tipo de aleaciones metálicas, normalmente se aplican tratamientos de precalentamiento cuando se procede al soldeo de aceros en condición de temple y revenido, y es necesario proceder al control de la cantidad de hidrógeno que accede al baño de fusión con el propósito de minimizar el riesgo de grietas. En la Tabla 1 se ilustra la composición química de algunos de los aceros que suelen ser enmarcados dentro de este grupo de aceros de alta resistencia, mientras que la Tabla 2 recoge los valores asumidos para las temperaturas asociadas al tratamiento térmico de estos materiales de ingeniería, incluyendo las temperaturas habitualmente Copyright 2008 – 2020 © www.SoldaduraLatinoamerica.com

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

Tabla 1. Compo sici ón quím ica de lo s pri nci pal es aceros H TLA Designació n del

Composición (% en peso)

metal base

C

Mn

Si

Cr

Ni

Mo

V

AISI 1330

0,28-0,33

1,60-1,90

0,15-0,30

―

―

―

―

“ 1340

0,38-0,43

“

“

―

―

―

―

“ 4023

0,20-0,25

0,70-0,90

“

―

―

0,20-0,30

―

“ 4028

0,25-0,30

“

“

―

―

“

―

“ 4047

0,45-0,50

“

“

―

―

“

―

“ 4118

0,18-0,23

“

“

0,40-0,60

―

0,08-0,15

―

“ 4130

0,28-0,33

0,40-0,60

“

0,80-1,10

―

0,15-0,25

―

“ 4140

0,38-0,43

0,75-1,00

“

“

―

“

―

“ 4150

0,48-0,53

“

“

“

―

“

―

“ 4320

0,17-0,22

0,45-0,65

“

0,40-0,60

1,65-2,00

0,20-0,30

―

“ 4340

0,38-0,43

0,60-0,80

“

0,70-0,90

“

“

―

“ 4620

0,17-0,22

0,45-0,65

“

―

“

“

―

“

0,70-0,90

“

0,70-0,90

―

―

―

“ 5145

0,40-0,48

“

“

“

―

―

―

“ 6150

0,48-0,53

“

0,20-0,35

0,80-1,10

―

―

0,15-0,25

“ 8620

0,18-0,33

“

0,15-0,30

0,40-0,60

0,40-0,70

0,15-0,25

―

“ 8630

0,28-0,33

“

“

“

“

“

―

“ 8640

0,38-0,43

“

“

“

“

“

―

“ 5120

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


5: Tabla 2. Valor es t ípicos de tem perat ur as para el t r at am ient o t é rm ico d e los acer os H TLA Designación del acero

Temperatura de normalizado (ºC)

Temperatura de recocido (ºC)

Temperatura de temple (ºC)

Temperatura de revenido (ºC)

Temperatura de alivio de tensiones (ºC)

AISI 4130

870-925

830-870

845-870

200-700

650-675

“

“

860-885

“

“

“ 4140

870-900

830-870

840-870

175-230

650-675

“ 4340

870-925

830-860

800-830

455-650

650-675

“ 6150

870-955

830-860

845-900

200-650

650-675

“ 8640

870-925

845-870

815-845

200-650

650-675

“

“

(1)

Temple en agua

(2)

Temple en aceite

(2)

(2)

Normalmente se recomienda el empleo de temperaturas de precalentamiento y de interpase con valores iguales o superiores a 315 °C, y se pretende conseguir la formación de bainita en lugar de martensita a partir de los cristales que inicialmente se encuentran en forma de austenita, para lo cual es necesario efectuar el control de la velocidad de enfriamiento. Para facilitar la obtención de la microestructura deseada, en muchas ocasiones se aconseja la utilización de metal de aporte con bajo contenido de carbono y de elementos de aleación. Con el propósito de disminuir la susceptibilidad de la unión soldada a la formación de grietas laminares, suele resultar recomendable tratar de reducir la presencia de hidrógeno en el baño de fusión, así como el contenido de fósforo y azufre en el metal de aporte, puesto que las inclusiones de compuestos de bajo punto de fusión como estos últimos favorecen la aparición de este tipo de grietas. Tabla 3. Propi edades m ecáni cas de los pr in cipal es aceros H TLA Designación del acero

AISI 1340

“ 4130


Propiedades mecánicas Ductilidad

Límite elástico (MPa)

Dureza (MPa)

Resistencia a tracción (MPa)

205

0,08-0,14

1430-1755

4550-5550

1625-1990

425

0,11-0,17

1035-1270

3400-4150

1130-1395

650

0,17-0,27

555-690

2300-2800

720-880

205

0,08-0,12

1315-1610

4200-5150

1450-1770

425

0,10-0,16

1070-1315

3450-4200

1150-1410

650

0,17-0,27

630-775

2250-2750

730-895


6: “ 4140

“ 4150

“ 4340

“ 6150

“ 8630

“ 8640

(1)

Temple en agua

(2)

Temple en aceite

205

0,06-0,10

1475-1810

4550-5650

1595-1950

425

0,10-0,16

1020-1255

3350-4100

1120-1375

650

0,17-0,27

595-715

2100-2600

680-840

205

0,08-0,12

1550-1900

4750-5850

1740-2120

425

0,09-0,15

1240-1520

3950-4850

1360-1675

650

0,15-0,23

755-925

2650-2350

860-1055

205

0,08-0,12

1505-1845

4650-5750

1580-2065

425

0,08-0,12

1230-1500

3850-4750

1320-1620

650

0,15-0,23

770-940

2550-3150

865-1065

205

0,06-0,10

1520-1860

4825-5925

1735-2125

425

0,08-0,12

1195-1465

3775-4625

1290-1585

650

0,13-0,21

755-925

2525-3125

850-1040

205

0,07-0,11

1350-1655

4150-5150

1475-1805

425

0,10-0,16

1050-1295

3400-4150

1145-1410

650

0,18-0,28

620-760

2200-2700

690-855

205

0,08-0,12

1500-1840

4550-5550

1670-2055

425

0,09-0,15

1165-1430

3600-4425

1240-1520

650

0,16-0,24

720-880

2550-3150

805-990

La Figura 1 representa las variaciones que se ponen de manifiesto en las propiedades mecánicas de los aceros que son objeto de este trabajo, dependiendo de la temperatura seleccionada para la realización del tratamiento de revenido. Las curvas que aparecen en esta tabla corresponden al caso particular de un acero AISI 4340, y en ellas se observa una notable influencia de la temperatura de revenido sobre los valores resultantes para propiedades mecánicas tales como la resistencia a tracción, tensión de fluencia, dureza y elongación del metal base. 3. Recom endacion es par a el p r oceso d e sol deo

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


7: 3.1. Té cn i cas de sol da du r a a decu ad s

Para el soldeo de los aceros de baja aleación para tratamiento térmico (o también denominados aceros HTLA), en principio no se requiere el empleo de tecnol ogías específicas para asegurar la calidad de las uniones res ltantes, si bien se debe atender a algunos criterios ge erales como es el mantenimiento de las temperaturas d precalentamiento y de interpase requeridas, minimizar el co tenido de hidrógeno en la zona de unión (en especial ara temperaturas de precalentamiento inferiores a 205 °C) , al concluir el proceso de soldeo, proceder de manera autom tica a la aplicación del tratamiento térmico post-sold dura recomendado (manteniendo la temperatura de pre alentamiento hasta el comienzo del tratamiento térmico pos -soldadura). Al margen de las características parti culares de las distintas aleaciones metálicas que forman parte de los aceros de baja aleación para tratamiento térmico, se puede recurrir en general a cualquiera de los métodos de soldadura por arco que se utilizan en la industria, com son la soldadura con electrodo revestido (SMAW), por arco sumergido (SAW), con gas de protección (GMAW y GTAW) y con núcleo fundente (FCAW). No obstante, con la finalida de reducir el riesgo de grietas y poros, se debe cuidar la limpieza del metal base, del metal de aporte y de la totalidad de los útiles empleados. Los métodos de soldadura por arco on gas de protección –y dentro de estos últimos sobre todo la soldadura GTAW– son más aconsejables para aplicaciones con especiales limitaciones, ya que permiten originar piezas soldadas con menor contenido de hid ógeno, si bien se hace uso igualmente de otros procesos de soldeo por arco como la soldadura SMAW a causa de la mayor versatilidad del proceso, sencille de los equipos y variedad de electrodos disponibles. La soldadura S W es empleada principalmente cuando se re uiere el tratamiento de temple y revenido tras la unión por soldadura, mientras que se puede recurrir a la soldadura FCAW cuando el metal de aporte debe permitir un tratamiento t rmico similar a los aceros de baja aleación co contenido medio de carbono. Para reducir el riesgo de grietas por contracción durante el proceso de soldeo, en ge eral se recomienda contemplar niveles medios o moderados de energ a aportada. La generación de elevados nivele de calor puede dar lugar a la aparición de grietas en la zona de unión y la zona afectada térmicamente (ZAT) d rante la fase de solidificación. Por otra parte, en estas condiciones se suele propiciar la obtención de una mayor ex ensión de la ZAT, y el metal de esta región puede presentar un mayor crecimiento de grano y la pérdida de ductilida . 3.2. Selección del m etal de apor t e

En operaciones de soldadura por ar o con electrodo revestido (SMAW), como riterio de referencia se deben emplear electrodos con bajo contenid de hidrógeno, para minimizar la probabilida de provocar grietas derivadas del hidrógeno atrapado. En la Tabla 4 se indican los electrodos con recubrimientos e aceros con bajo contenido de carbono y de elementos de aleación que pueden ser utilizados cuando no es necesario ajustarse a las propiedades Copyright 2008 – 2020 © www.SoldaduraLatinoamerica.com

8: mecánicas del metal base en condición de temple y revenido. Los mencionados electrodos pueden contar con uno o varios elementos principales de aleación, y en todos estos casos son de bajo contenido de carbono con el fin de reducir el riesgo de grietas en la zona de unión y la ZAT. Además de los materiales de aporte que se recogen en esta tabla, puede resultar aconsejable la aplicación de electrodos con recubrimientos de aceros al carbono con bajo contenido de hidrógeno, en las ocasiones en que no resulta imprescindible que la dureza y resistencia de la soldadura sea totalmente similar a la del metal base. Asimismo, se puede utilizar material de aporte no tratable térmicamente cuando se realiza el proceso de unión en condición de temple, y no es posible el recocido o sobre-revenido de las piezas de partida antes del soldeo. En este caso se suelen recomendar electrodos constituidos por aceros inoxidables tales como el ANSI/AWS A5.4 E309 (25Cr-12Ni), E310 (25Cr-20Ni) y E312 (29Cr-9Ni), o bien por aleaciones de níquel tales como la ANSI/AWS A5.11 ENiCrFe-2 y ENiCrFe-3. En las uniones obtenidas mediante soldadura por arco sumergido (SAW), se suele hacer uso de fundentes neutros o básicos para mejorar la tenacidad de la zona de unión, aunque se alcanzan menores valores de esta propiedad del material en relación con las piezas sometidas a soldadura GTAW. Los electrodos y fundentes recomendados dependerán de los parámetros de soldeo, el tratamiento térmico que ha de ser aplicado y las propiedades mecánicas que se persiguen. Tabla 4. Elect ro dos recom endados para l a soldadur a SM AW de acero s HTLA Desi gn ac ió n del m et al bas e AISI 1330

Cl as if ic ac ió n d el el ec tr od o E7018

“ 4023, 4028, 4118, 4320, 8620

E7018-A1

“ 4620

E8016-C1

“ 5120

E8016-B2

“ 5145

E9016-B3

“ 1340, 4047, 4130

E10016-D2

“ 8630

E11018-M

“ 4140, 4150, 4340, 4640, 8640

E12018-M

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


9: Tabla 5. Pr opi edades mecáni cas t ípi cas de un io nes obt eni das medi ant e la solda dur a por ar co de aceros de baja aleación t emplados y r evenidos Proceso de soldeo y designación del metal base

Espesor del metal base (mm)

Metal de aporte


Resistencia a tracción del metal base (MPa)

510

Zona de unión Resistencia a tracción (MPa)

Tensión de fluencia (MPa)

Elongación para 50,8 mm (%)

1170

1170

1145

7

Soldadura GMAW AISI 4130

6,35

“

4140

12,7

4140

480

1310

1305

1225

8

“

4340

25,4

4340

510

1310

1307

1251

11

510

1310

1320

1224

8

Soldadura GTAW “

4335V

6,35

4340

205

1785

1760

1530

9

“

D6

2,36

(3)

315

1895

1860

1635

6

D6

315

1825

1780

1505

6

540

1585

1545

1425

7

“

D6

12,7

(1)

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

(2)

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

(3)

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

(4)

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

(5)

Elongación para 25 mm de longitud de probeta

(5)

Por último, en función del acero que se pretenda someter a la unión por soldadura, en el caso de los procesos FCAW se deben seleccionar electrodos con composiciones especiales. A título ilustrativo, para el soldeo del acero AISI 4130 se puede hacer uso de electrodos especiales con una composición de 0,15% C, 1,50-1,70% Mn, 0,50-0,60% Si, 0,600,80% Cr y 0,60-0,90% Mo, puesto que de este modo es posible alcanzar una resistencia semejante a la que corresponde a este acero en condición de temple y revenido. Cuando no resulte necesario disponer de un metal de aporte tratable térmicamente tras el proceso de soldadura, se pueden emplear por ejemplo electrodos de acero al carbono ANSI/AWS A5.20, o bien de acero de baja aleación ANSI/AWS A5.29. 4. Sol dabi li dad de los aceros HTLA

En esta sección se describen las medidas aconsejadas para asegurar la calidad de las uniones soldadas en relación con las condiciones requeridas para el precalentamiento y tratamiento térmico post-soldadura. Dependiendo del contenido de carbono y de elementos de aleación que corresponda al acero empleado, se proporcionan diferentes recomendaciones acerca de las temperaturas que se ha de asumir para el precalentamiento del metal base y el modo en que debe ser efectuado el tratamiento térmico post-soldadura.


10: 4.1. Precalent am ient o del m etal ba e

Durante la soldadura de aceros de baja aleación, la microestructura resultante en las piezas unidas se ve fuertemente afectada por el contenido de carbono y de elementos de aleación. En rea idad, el contenido de carbono y de elementos de aleación existente en el metal base no sólo influye sobre la estruct ra cristalina y las propiedades mecánicas que pueden ser alcanzadas , sino también sobre la posible aparición de d fectos tales como la presencia de grietas. Con el propósito de reducir el riesg de grietas en la unión soldada, habitualm nte se aconseja el empleo de tratamientos de precalentamiento, i bien los valores de temperatura de precalentamiento y de interpase dependerán del contenido de carbono de elementos de aleación en el metal base y l metal de aporte, la condición de tratamiento térmico previa al pr ceso de soldeo, el espesor que correspond a las piezas de partida, las restricciones existentes en la zona de nión y/o el hidrógeno disponible en el baño de fusión. En relación con las propiedades mecánicas de las piezas soldadas, la dureza resultante vendrá dada básicamente por la cantidad de martensita obtenida durante el temple, la cual se ve favorecida or el contenido de carbono del metal base. No obstante, en aceros de baja aleación como son los aceros conocidos or las siglas inglesas HTLA, el enfriamiento rápido hasta la tempera ura ambiente puede desencadenar una elevada susceptibilidad a la presencia de grietas, en especial en el caso de l s aceros con alto contenido de carbono y de elementos de aleación. Para la minimización del peligro de grietas e la zona de unión y la ZAT, se suele recurrir al precalentamiento del metal base, lo cual hace posible la reducción de las tensiones residuales originadas durante la fase de enfriamiento. El precalentamiento favorece asimism la expulsión del hidrógeno que se pueda enc ntrar en el baño de fusión, y en algunos aceros puede dar lugar a la formación de bainita, la cual posee una menor ureza que la martensita y, por tanto, es menos susceptible a la aparición de grietas. Durante la soldadura de aceros con un contenido similar de elementos de aleación, por regla gen eral se ha de elevar la temperatura de prec lentamiento a medida que se incrementa el contenido de carbono. En las Figuras 2 y 3 se muestra el diagrama de transformación isoterma que corresp onde a dos de las aleaciones metálicas enmarcad s dentro de los aceros de baja aleación para ratamiento térmico, como son los acero AISI 4 40 y 8620, respectivamente. De acuerdo con el di grama que aparece representado en la Figura 2, para un acero HTLA con alto contenido de c rbono y de elementos de aleación como es el acero AISI 4340 se advierte una temperatura de inicio de formación de martensita (Ms) de alrededor de 290 °C, y para tratar de reducir la probabilidad de que se originen grietas en la zona de uni n se puede promover la generación de bainita (mezcla de ferrita y cementita que en esta figur se denota por F+C). A partir del dia rama de transformación isoterma que se ded ce para el acero AISI 4340, se observa que para una


11: temperatura de i terpase de alrededor de 315 °C es necesario un iempo total de 30 min para la transformación e la austenita en forma de bainita, por lo que para este tipo de acero se puede asumir una temperatura de precalentamiento y de interpase de entre 315 y 345 °C, como se indica en la Tabla 6. Sin embargo, cuan o estas temperaturas son superiores a 290 °C se suele producir una pequeña capa de óxido sobre la superficie de la unión soldada, lo cual implica unas condiciones incómodas para el desarrollo del proceso y puede llegar a suponer un perjuicio para la calidad de la soldadura. Cuando se recurre a aceros que se caracterizan por un reducido contenido de carbono y de elementos de aleación, se advierten mayores valores para las temperaturas en que tiene lugar la formación de artensita, que de acuerdo con la Figura 3 en el caso del acero AISI 8620 tiene comienzo a una temperatura de 40 °C. Como consecuencia de los elevados valores que corresponden a estas temperaturas, para aceros HTLA con b ajo contenido de carbono y de elementos de aleación se puede pres indir en algunas ocasiones de la aplicación de una cierta temperatura de precalentamiento y de interpase. La reducción del contenido de carbon y de elementos de aleación conduce también a una menor templabilidad, y a una menor dureza de la martensita. l disponer de unos límites más elevados para el rango de temperaturas de formación de martensita, el empleo d temperaturas de precalentamiento y de inte rpase por debajo de este rango favorece el revenido parcial de la m rtensita. En la Tabla 6 se muestran los valores recomendados para estas temperaturas en el caso de algunos e los aceros que se abordan en este trabajo. De acuerdo con esta tabla, se aprecian notables diferencias en func ón de las características metalúrgicas de las distintas aleaciones metálicas pertenecientes a este grupo de aceros speciales. Tabl a 6. Tem p er at u r a de pr e alent am ient o para acero s H TLA según el espesor del m etal base Designac ión del

Temperatura de p recalentamiento (ºC)

metal ase

t ≤ 13 mm

13-25 mm

AISI 1330

175-230

205-260

230-290

“ 1340

205-260

260-315

315-370

≥ 40

95-150

120-170

“ 4028

95-150

120-175

205-260

“ 4047

205-260

230-290

260-315

“

4023

25-50 m


12: “ 4118

95-150

175-230

205-260

“ 4130

150-205

205-260

230-290

“ 4140

175-230

230-290

290-345

“ 4150

205-260

260-315

315-370

“ 4320

95-150

175-230

205-260

“ 4340

290-345

315-370

315-370

“ 4620

≥ 40

95-150

120-175

“ 4640

175-230

205-260

230-290

“ 5120

≥ 40

95-150

120-175

“ 5145

205-260

230-290

260-315

“ 8620

≥ 40

95-150

120-175

“ 8630

95-150

120-175

175-230

“ 8640

120-175

175-230

205-260

Tabla 7. Valores t ípicos de t emperat ur as de austenización y for m ación de m art ensit a para aceros H TLA Designación del acero

Temperatura de austenización (ºC)

Temperatura de form ación de martensita Ms (ºC)

AISI 4130

815-870



“

4140

845-870



“

4150

815-845



“

4340

815-845



“

8630

830-855



“

8640

830-855



M50 (ºC)

380



350



320



290



370



330



M99 (ºC)

350



290

290



270



250



340



380



230 210 170 250 210

Para una determinada cantidad de energía aportada y una cierta temperatura de precalentamiento, se obtiene una mayor velocidad de enfriamiento a medida que aumenta el espesor de las piezas de partida. Como consecuencia, cuando se hace uso de aceros con una templabilidad intermedia, el grado en que se completa la formación de martensita se verá incrementado por el espesor del metal base. Por este motivo, normalmente se aconseja elevar el valor que corresponde a la temperatura de precalentamiento cuando se recurre al soldeo de piezas con mayores espesores, como apuntan las temperaturas recogidas en la Tabla 6.


13: Se pueden asumir valores inferiores a los que aparecen en esta tabla cuando el metal base se encuentra en condición de recocido o sobre-revenido, la zona de unión corresponde a las secciones de menor espesor o menos críticas para la calidad de la soldadura, la técnica de soldeo y metal de aporte seleccionados facilitan la obtención de una baja cantidad de hidrógeno y/o se recurre a un metal de aporte con el menor contenido posible de carbono y de elementos de aleación para las propiedades mecánicas deseadas. 4.2. Tra t am ient o t é rm ico po st-soldadu r a

Al igual que ha sido descrito anteriormente en relación con el precalentamiento del metal base, los criterios a seguir para el tratamiento térmico post-soldadura dependerán del tipo de acero HTLA seleccionado para la unión por soldadura. Las recomendaciones que han de ser observadas a este respecto, varían fundamentalmente en función de que se recurra a aceros con bajo contenido de carbono y de elementos de aleación, o bien por el contrario estos últimos posean un elevado contenido de carbono y de elementos de aleación. Asimismo, la aplicación de este tratamiento se verá afectada por los valores asumidos para la temperatura de precalentamiento y de interpase. Cuando se hace uso de aceros HTLA con elevado contenido de carbono y de elementos de aleación (como sucede por ejemplo en el caso del acero AISI 4340), para reducir el riesgo de grietas en la zona de unión y la ZAT, se debe mantener la temperatura de precalentamiento durante la totalidad del tiempo de soldeo y además recurrir de manera automática al tratamiento térmico post-soldadura nada más concluir el proceso de soldadura, sobre todo para aceros especialmente susceptibles de aparición de grietas por contracción. El enfriamiento brusco hasta la temperatura ambiente puede provocar el peligro de grietas en las piezas soldadas, por lo que se debe hacer uso de un tratamiento térmico post-soldadura adecuado con el propósito de ablandar la martensita. En comparación con las aleaciones metálicas que acaban de ser comentadas, los aceros con reducido contenido de carbono y de elementos de aleación (dentro de los cuales se encuentra por ejemplo el acero con designación AISI 8630) se caracterizan por una menor probabilidad de formación de grietas. Los valores recomendados para las temperaturas de precalentamiento y de interpase vienen dados por temperaturas iguales o inferiores a las definidas por el rango de temperaturas para la formación de martensita, comprendido entre los límites establecidos por los valores que corresponden a M s y M 90. Como se ilustra en la Tabla 7, en los aceros HTLA que cuentan con un bajo contenido de carbono y de elementos de aleación (entre los cuales se enmarca el acero AISI 8630), se advierten temperaturas de formación de martensita superiores a las asociadas a aceros con mayores contenidos de carbono y de elementos de aleación (como es por ejemplo el acero AISI 4340), por lo que habitualmente se obtienen soldaduras con tratamiento térmico de revenido, salvo que se aconseje el temple y revenido de la unión soldada. 5. Conclu siones

En este estudio se indican los criterios de soldeo que deben ser atendidos para uno de los grupos de aceros de alta resistencia que son habitualmente empleados en la industria, como son los aceros de baja aleación para tratamiento térmico (o también conocidos como aceros HTLA). En primer lugar se describen las designaciones de las principales aleaciones que pertenecen a este grupo de aceros y las propiedades mecánicas que suelen ser alcanzadas por los mismos, y a continuación se abordan las recomendaciones que deben ser consideradas durante la soldadura de estos materiales de ingeniería, incluyendo las técnicas de soldeo más apropiadas y las características exigidas al metal de aporte. Dependiendo del contenido de carbono y de elementos de aleación, es necesario contemplar diferentes criterios en relación a las condiciones que debe satisfacer el metal base, y las temperaturas que han de ser mantenidas durante el precalentamiento y tratamiento térmico post-soldadura. Copyright 2008 – 2020 © www.SoldaduraLatinoamerica.com

14: Referencias

[1] ASM Handbook, Volume 06 - Welding Brazing and Soldering, 6th Edition, ASM International, Metals Park, Ohio, 2001 [2] ASM Handbook, Volume 0 1 - Properties and Selection: Irons, Steels and High Performance Alloys, 6th Edition, ASM International, M tals Park, Ohio, 2001 [3] PERO-SANZ ELORZ, J.A. A eros. Metalurgia física, selección y diseño, Ci Dossat 2000, Madrid, 2004. [4] RAVI, S., BALASUBRAMA NIAN, V., NEMAT NASSER, S. Influences o post weld heat treatment on fatigue life prediction of stren th mis-matched HSLA steel welds, Internatio al Journal of Fatigue, Vol. 27, 2005, 547–553. [5] BROWN, I.H. The role of icrosegregation in centreline cold cracking f high strength low alloy steel weldments, Scripta Materialia, Vol. 54, 2006, 489–492. [6] SHI, Y., HAN, Z. Effect of weld thermal cycle on microstructure and fracture toughness of simulated heat-affected zone for a 800 Pa grade high strength low alloy steel, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 207, 2008, 30 39. [7] VOJVODIC TUMA, J., SE MAK, A. Analysis of the unstable fracture be haviour of a high strength low alloy steel weldment, Engineeri ng Fracture Mechanics, Vol. 71, 2004, 1435–145 1. [8] RAKIN, M., GUBELJAK, N., DOBROJEVIC, M., SEDMAK, A. Modelling of ductile fracture initiation in strength mismatched welded j int, Engineering Fracture Mechanics, Vol. 75, 008, 3499–3510. [9] MAGUDEESWARAN, G., ALASUBRAMANIAN, V., MADHUSUDHA REDDY, G. Effect of welding processes and consumables on high cycle fatigue life of high strength, quen hed and tempered steel joints, Materials and Design, Vol. 29, 008, 1821–1827. [10] LAMBERT-PERLADE, A., GOURGUES, A.F. PINEAU, A. Austenite to bainite phase transformation in the heat-affected zone of a hig strength low alloy steel, Acta Materialia, Vol. 52, 2004, 2337–2348. Por: Patricio Franco, Silvia Monreal UniversidadPolitécnicadeCartagena, Departame to deIngeniería deMaterialesyFabricación,C/ Doctor Fle ings/n, 30202Cartagena,España.

LO S ACEROS H SLA Los aceros microaleados, también conocidos como aceros HSLA (Alta resistencia ba a aleación) se refieren a aceros de bajo contenido de carbono, pudien o variar su composición entre 0,05 a 0,2 % C, 0,6 a 1,6 % Mn y los elementos formadores de carburo en contenido c rcano al 0,1 % de Nb, V o Ti, aunque algunos tros elementos tales como Cu, Ni, Cr, y Mo pueden también estar pre entes en pequeñas cantidades alrededor de 0,1 %. Elementos tales como Al, B, O, y N ta bién presentan un efecto importante sobre e comportamiento de los aceros microaleados, encontrándose su contenido en el orden de las milésimas. En los primeros aceros microaleados, pequeñas adiciones de vanadio y niobio per itieron obtener un incremento notable de la resistencia y del límite lástico de las ferroaleaciones con baja canti ad de carbono, lo que supuso poder alcanzar un compromiso aceptable entre las propiedades de soldabilidad y esistencia. Hall (1951) y Petch Copyright 2008 – 2020 © www.SoldaduraLatinoamerica.com

15: (1953) han estudiado el endurecimiento por precipitación y una mejora de las temperaturas de transición dúctil frágil estudiadas y cuantificadas en múltiples trabajos (Gladman 1988, Kouwenhoven 1969, Carsi 1993 y Narita 1978). La posterior aplicación de estos micro constituyentes a ferroaleaciones con mayor contenido de carbono (0,3 -0,4 %) restó importancia a los incrementos de resistencia obtenidos y alejó su uso de productos de fácil soldeo. Quedaba, pues, como mejora fundamental la obtención de estructuras tenaces que permitían fabricar piezas para usos críticos con procesos más sencillos y económicos. Con este tipo de acero es relativamente fácil -variando los contenidos de carbono y/o vanadio- conseguir niveles de resistencia equivalentes a los de los aceros templados y revenidos, pero en general los valores de tenacidad que se consiguen son inferiores. Por tanto, es imprescindible mejorar la tenacidad de estos aceros si se quiere extender sus aplicaciones a componentes críticos (Reynolds 1992). Una de las alternativas más claras parea mejorar la tenacidad de estos aceros es el afinamiento del tamaño de grano austenítico, que conduzca a la formación de granos finos de ferríta y colonias de perlíta en la transformación por enfriamiento (Naylor 1989). Los aceros microaleados alcanzan su mayor desarrollo en la década de los años sesenta y setenta. La aceptación de estos aceros no fue inmediata, se incrementaron substancialmente la resistencia a la fluencia y ductilidad, no así la resistencia a la ruptura. El uso industrial de los aceros microaleados, es cada vez más importante a consecuencia de sus múltiples ventajas sobre los aceros al carbono y de media aleación tradicionalmente utilizados como aceros estructurales, los cuales deben cumplir con ciertas características tales como alta resistencia a la fluencia, baja temperatura de transición dúctil-frágil, mínima anisotropía ante la ductilidad y la tenacidad y buena soldabilidad. Todas estas propiedades dependen directamente de la microestructura del material, y esta, a su vez, del tratamiento térmico o termomecánico aplicado. Las aplicaciones de aceros de alta resistencia a estructuras comerciales, incluidos buques, puentes y recipientes de presión, ha ocurrido desde hace varios años, estando la mayoría de estas aplicaciones limitada a valores de esfuerzo de fluencia bajo 120.000 psi, 84,4 Kg/mm . Sin embargo, la aplicación más corriente de estos 2 tipos de acero, templados y revenidos, estaba limitada a aceros navales como HY-80 y HY-100 y otros comerciales como ASTM A 514/517, teniendo estos aceros una excelente resistencia a la fractura a bajas temperaturas. En contraposición a estos aceros templados y revenidos, que basan su alta resistencia en una estructura de tipo Martensítica surgen los aceros de tipo ferrítico, de características fácilmente saldables. Los aceros denominados HSLA tienen potencialmente la misma o mejor resistencia y tenacidad que los HY, pero son obtenidos por una combinación de acero altamente limpio y cantidades pequeñas y seleccionadas de elementos microaleantes (0.15%), siendo el cobre y el níquel sus principales componentes. El resultado ha sido, que a causa de su bajo contenido de carbono, sean fácilmente soldables sin las exigencias y restricciones que se requiere para el HY.


16: La clave de su ventaja está en que no requiere precalentamiento previo, estimándose que la reducción de costo sólo por este concepto alcanza entre US$ 0.40 a US$ 0.90 por libra. Es así como se desarrolló un acero denominado HSLA-80, un material que obtiene sus propiedades por endurecimiento de precipitación en lugar de aquellos más convencionales templados y revenidos. Como resultado de un intensivo programa conducente a caracterizar sus propiedades y determinar los procesos límites para una soldadura exitosa, el HSLA-80 fue utilizado en la construcción de cruceros de la clase "Ticonderoga". Condi ciones para l a selección de m at erial es.

A continuación se enumeran las propiedades para la selección de los materiales más importantes: a ) R el a c i ón R esi st en c i a v / s p eso .

El peso específico de un material es frecuentemente una característica crítica, así el peso estructural es una de las de mayor consideración en el diseño. En muchos casos, esto no es así absolutamente sino que también la razón resistencia/peso, representada por la relación entre el esfuerzo de fluencia del material y el peso específico de éste. Este parámetro es usualmente empleado en casos en donde se desea mantener un cierto nivel de resistencia mecánica para un mínimo peso estructural. b ) T en a ci d a d a l a f r a ct u r a .

Corresponde a la habilidad del material para absorber energía de deformación plástica antes de fracturarse. Este factor comienza a ser un problema crítico cuando una estructura está sometida a bajas temperaturas. c ) Resi st e n ci a a l a Fa t i g a .

Cargas las cuales no causan fractura en una simple aplicación pueden resultar en fractura cuando son aplicadas repetidamente. El mecanismo de falla por fatiga es complejo pero básicamente involucra la iniciación de pequeñas grietas, usualmente en la superficie y el subsecuente crecimiento bajo el mecanismo de repetición de cargas. d ) Resi st e n ci a a l a c o r r o si ón .

Los materiales usados en componentes estructurales expuestos al agua de mar y otros ambientes deben tener una adecuada resistencia al inicio de la corrosión. La corrosión es el ataque destructivo de un metal por reacción química o electroquímica con el ambiente. El agrietamiento por corrosión esfuerzo es por otra parte la fractura del material bajo la presencia de ambos, esfuerzo y ciertos ambientes nocivos.


17: e) O t r a s p r o pi ed a des.

Otras características del material que deben ser consideradas son: Fácil fabricación. Durabilidad. Mantenimiento.

Soldabilidad. Costo. Confiabilidad.

Facto r es de di señ o en la selección d e m at eri al es

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

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



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



Grupo C, aceros templados y revenidos de muy altas características mecánicas: son aceros que en función de la composición química, espesores y tratamiento térmico, pueden llegar a alcanzar límites elásticos de entre 35 y 205 Kg/mm2. Estas elevadas propiedades mecánicas provienen de la estructura martensítica que se consigue después de un tratamiento térmico de temple y revenido. Para ello, las piezas de acero se calientan a una temperatura a la cual se consigue una estructura martensítica con los carburos de estos elementos en disolución. Aceros al carbon o de alt a r esistencia y baja al eación (H SLA) Co mp os ic ió n Qu ím ic a (% Máx im o) Especificación

C

Mn

P

Cb Mín.

S

L ím it e Ultima % de Elástico Tensión Elongación Cu KSI KSI 2" Mín. Mín. Mín.

ASTM A-611 Gr . C

0.15

0.60

0.035

0.035

-

0.20

33

48

22

SAE J1392 Gr. 45 X SAE J1392 Gr. 50 Y ASTM A-607 Gr. 50 ASTM A-1008 Gr. 50

0.15 0.15 0.15 0.15

1.20 1.35 1.35 1.65

0.030 0.030 0.030 0.040

0.035 0.035 0.035 0.040

0.005 0.005 0.005 0.005

-

45 50 50 50

55 65 65 65

22 20 20 20

Descripción y Uso Final Estructuras resistentes a la corrosión atmosférica. Piezas soporte de alta resistencia para la industria automotriz.

Eq u i v a l e n ci a s en t r e a l g u n o s f a b r i c an t es S240MC AM FCE

EN 101492:1995

S280MC AM FCE

SEW 092:1990

UNE 36090

QstE300TM

AE275HC

S315MC AM FCE

S315MC

QstE340TM

S355MC AM FCE

S355MC

QstE380TM

AE340HC

QstE420TM

AE390HC

S390MC AM FCE

NF A 36231:1992

BS ASTM A10111449/1 01a HR40 F30

E315D E355D

HSLAS-F Grade 45 class 2 HR43 HSLAS-F Grade F35 50 class 2 HR46


Soldur 280 /Profilar 300/BSK 30

Soldur 320/Profilar 340/BSK 34/SPXE 340 Soldur 360/Profilar 380/BSK 38/SPXE 380 Profilar 420 /BSK

Dirección.

18: F40

S420MC AM FCE

S420MC

QstE460TM

AE440HC

E420D

S460MC AM FCE

S460MC

QstE500TM

AE490HC

S500MC AM FCE

S500MC

QstE550TM

E490D

S550MC AM FCE

S550MC

QstE600TM

E560D

HR50 HSLAS-F Grade F45 60 class 2 HSLAS-F Grade 65 class 2 HSLAS-F Grade 70 class 2 HR60 HSLAS-F Grade F55 80 class 2

42/SPXE 420 Soldur 420/Profilar 460/BSK 46 Soldur 460/Profilar 500/BSK 50/SPXE 480 Soldur 500/Profilar 550/BSK 55/SPXE 530

Soldur 550

Por: Dr. I ng. J ulio Antiquera, Prof. Universidad deMagallanes, Punta Arenas, Chile.

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Aceros de Baja Aleacion y Alta Resistencia, HTLA, HSLA.pdf

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