Soldabilidad de Aceros Inox Austeniticos

TABLA DE CONTENIDO INTRODUCCION 12 1. GENERALIDADES DE LOS ACEROS INOXIDABLES 13 1.1. DEFINICIÓN DE LOS ACEROS INOXIDABLES. 13 1.2. TIPOS DE ACEROS INOXIDABLES 14 1.3. RESISTENCIA A LA CORROSIÓN. 14 1.4. DESIGNACION DE LOS ACEROS INOXIDABLES. 16 1.4.1. El sistema AISI. 16 1.4.2. El sistema UNS. 16 1.5. APLICACIONES DE LOS ACEROS INOXIDABLES. 17 1.5.1. Aceros Inoxidables Martensíticos. 17 1.5.2. Aceros Inoxidables Ferríticos. 17 1.5.3. Aceros Inoxidables Austeníticos. 18 1.5.4. Aceros Inoxidables Dúplex. 19 2. ANALISIS METALÚRGICO DE LOS ACEROS INOXIDABLES 21 2.1. ELEMENTOS ALEANTES. 21 2.1.1. El Cromo. 21 2.1.2. Níquel. 21 2.1.3. Manganeso. 22 2.1.4. Silicio. 22 2.1.5. Molibdeno. 22 2.1.6. Elementos que forman carburos. 23 2.1.7. Elementos intersticiales (Carbono y Nitrógeno) 23 2.1.8. Otros elementos. 24 2.2. DIAGRAMAS DE FASE. 24 2.2.1. Sistema Hierro Cromo (Fe – Cr). 24 2.2.2. Sistema Hierro Cromo Carbono (Fe – Cr – C). 26 2.2.3. Sistema Hierro Cromo Níquel. (Fe – Cr – Ni). 27 2.3. ZONA AFECTADA POR EL CALOR 29 2.3.1. Crecimiento de grano. 29 2.3.2. Formación de ferrita. 30 2.3.3. Precipitación. 31 2.3.4. Carbono Equivalente. 33 3. LOS PROCESOS DE SOLDADURA POR ARCO EN LOS ACEROS INOXIDABLES AUSTENITICOS 35 3.1. PROCESO DE SOLDADURA SMAW. 35 3.1.1. Fundamentos. 35 3.1.2. Equipos. 36 3.1.2.1. Maquina de soldadura (fuente de energía). 36 3.1.2.2. Cables. 36 3.1.2.3. Pinza Portaelectrodo. 37 3.1.2.4. Pinza de Tierra. 37 3.1.3. Electrodos Desnudos. 38 3.1.4. Electrodos Revestidos. 38 3.1.5. PARAMETROS DEL PROCESO DE SOLDADURA 40 3.1.5.1. Tipo de Corriente Utilizada 40 3.1.5.2. Intensidad de la corriente. 41 3.1.5.3. Longitud del arco. 41 3.1.5.4. Diámetro del electrodo. 42 3.1.5.5. Velocidad de desplazamiento. 42 3.1.5.6. Orientación del electrodo. 42 3.1.6. Ventajas y desventajas del proceso 43 3.2. PROCESO DE SOLDADURA GMAW 43 3.2.1. Fundamentos. 43 3.2.2. Equipos. 44 3.2.2.1. Fuente de energía. 44 3.2.2.2. Caja de Alimentación 45 3.2.2.3. Cilindro del gas de protección. 45 3.2.2.4. Pistola de soldadura. 46 3.2.2.5 Reductor de presión y caudalímetro. 47

3.2.2.6 Manguera. 47 3.2.3. Modos de transferencia del metal. 47 3.2.3.1 Transferencia por Corto Circuito Sucesivo. 47 3.2.3.2 Transferencia por Proyección o Pulverización. 47 3.2.3.3. Transferencia Globular. 48 3.2.3.4 Transferencia Por Arco pulsado. 49 3.2.4. Parámetros del proceso de soldadura. 50 3.2.4.1. Intensidad de corriente. 50 3.2.4.2. Polaridad. 50 3.2.4.3. Tensión de arco. 51 3.2.4.4. Diámetro. 51 3.2.4.5. Velocidad de alimentación del electrodo. 51 3.2.4.6. Composición y consumo del gas de protección. 52 3.2.4.7. Longitud del electrodo. 53 3.2.4.8. Velocidad de la soldadura. 53 3.2.4.9. Angulo de inclinación de la pistola. 54 3.2.4.10. Electrodos. 54 3.2.5. Ventajas y desventajas del proceso 55 3.3. PROCESO DE SOLDADURA GTAW 55 3.3.1 Fundamentos. 55 3.3.2. Equipo para el proceso: 57 3.3.2.1. Fuente de potencia. 57 3.3.2.2. Pistola para GTAW. 58 3.3.2.3. Electrodos. 58 3.3.3 Parámetros del proceso. 59 3.3.3.1 Corriente 59 3.3.3.2 Gas de protección. 61 3.3.4 Recomendaciones en la soldadura GTAW 63 3.3.5 Ventajas y desventajas del proceso GTAW 65 3.4. PROCESO DE SOLDADURA FCAW. 65 3.4.1. Fundamentos. 65 3.4.2. Equipo para el proceso FCAW. 67 3.4.2.1. Electrodos. 68 3.4.3. Variables del proceso FCAW. 70 3.4.3.1. Corriente. 70 3.4.3.2. Tensión de arco. 71 3.4.3.3 Velocidad de la soldadura 72 3.4.3.4 Caudal del gas de protección. 72 3.4.3.5 Velocidad de deposición y eficiencia. 73 3.4.3.6 Ángulo del electrodo 73 3.4.4. Ventajas y desventajas del proceso FCAW. 74 3.5. PROCESO DE SOLDADURA PAW. 75 3.5.1. Fundamentos. 75 3.5.2. Corriente de operación. 76 3.5.3. Ventajas y desventajas del proceso PAW 77 3.5.4. Equipo para el proceso PAW. 78 3.5.4.1. Pistola. 79 3.5.4.2. Electrodo. 79 3.5.4.3. Gas de plasma y de protección. 81 3.5.5. Procedimientos. 81 4. TIPOS DE JUNTAS SOLDADAS PARA ACEROS INOXIDABLES AUSTENITICOS 83 4.1. TIPOS DE JUNTAS 83 4.1.1. Junta a tope. 83 4.1.2. Junta de esquina. 84 4.1.3. Junta en te. 84 4.1.4. Junta a traslape o solape. 84 4.1.5. Junta de borde. 84 4.2. TIPOS DE SOLDADURA. 84 4.2.1. Soldadura de chaflán. 84

4.2.2. Soldadura de bisel 87 4.2.3. Soldadura de proyección o de punto. 91 4.2.4. Soldadura de costura. 91 4.2.5 Soldadura de respaldo. 91 4.2.6 Soldadura de revestimiento. 92 4.2.7 Soldadura de tapón o de ranura. 92 4.3. ESPECIFICACIONES DE LAS UNIONES SOLDADAS 92 5. ENSAYOS MECANICOS PARA UNIONES SOLDADAS DE ACEROS INOXIDABLES AUSTENITICOS 93 5.1. INTRODUCCIÓN. 93 5.1.1. Enfoques de las pruebas de soldabilidad 93 5.1.2. Técnicas de pruebas de soldabilidad. 94 5.2. PRUEBA DE DOBLEZ. 94 5.2.1. Técnica para cuantificar el agrietamiento en solidificación. 96 5.2.2. Técnicas para cuantificar el agrietamiento en la ZAC. 98 5.3. PRUEBA DE DUCTILIDAD EN CALIENTE. 100 5.4. PRUEBA DE TENSIÓN. 102 5.4.1. Procedimiento del ensayo. 103 5.4.2. Probetas: 103 5.4.2.1. Probetas redondas: 104 5.4.2.2. Probeta tubular para ensayo de tensión 105 5.4.2.3. Probeta rectangular, transversal o longitudinal 105 5.5. PRUEBA DE IMPACTO. 106 5.6. ENSAYO DE DUREZA. 108 5.6.1. Introducción. 108 5.6.2. Ensayo de lima. 108 5.6.5. Dureza Vickers. 108 5.6.4. Ensayo de dureza Rockwell. 108 5.6.3. Ensayo de dureza Brinell (HB). 108 5.6.4. Ensayo de dureza Rockwell. 109 5.6.5. Dureza Vickers. 110 6. ENSAYOS NO DESTRUCTIVOS Y DEFECTOS DE LAS UNIONES SOLDADAS EN ACEROSINOXIDABLES AUSTENÍTICOS 112 6.1. INSPECCIÓN VISUAL. 112 6.1.1. Ventajas y desventajas de la prueba. 112 6.1.2. Etapas del análisis visual. 113 6.1.2.1. Examen antes de aplicar la soldadura 113 6.1.2.2. Examen durante la aplicación de la soldadura. 113 6.1.2.3. Examen después de la aplicación de la soldadura: 114 6.1.3. Equipo para llevar a cabo el análisis 114 6.2. INSPECCIÓN POR LIQUIDOS PENETRANTES. 114 6.2.1. Descripción del proceso. 115 6.2.2. Secuencia operativa. 115 6.2.3. Ventajas y desventajas de la prueba 116 6.2.4. Equipo. 116 6.3. INSPECCIÓN POR ULTRASONIDO. 117 6.3.1. Descripción teórica 117 6.3.1.1. Velocidad de propagación de la onda 118 6.3.2. Transductores. 118 6.3.3. Acoplamiento. 119 6.3.4. Métodos de Inspección 119 6.3.5. Equipo. 119 6.3.6. Secuencia operativa de la prueba. 119 6.3.7. Ventajas y desventajas de la prueba por ultrasonido 120 6.4. INSPECCIÓN POR RADIOGRAFÍA INDUSTRIAL. 120 6.4.1. Descripción teórica. 121 6.4.2. Características de los rayos X. 122 6.4.3. Requisitos antes del proceso. 122 6.4.4. Equipo. 122 6.4.5. Película radiográfica. 123

6.4.6. Procedimiento del ensayo. 124 6.4.6.1. Precalentamiento del generador de rayos X. 124 6.4.6.2. Cálculo del tiempo de exposición. 124 6.4.6.3. Procesado de la película: 126 6.4.6.4. Secuencia operativa. 126 6.4.7. Técnicas radiográficas 126 6.4.8. Ventajas y desventajas de la radiografía industrial. 127 6.5 Defectos De Las Uniones Soldadas En Aceros Inoxidables Austeniticos 127 6.5.1 Porosidades 127 6.5.2 Fracturas 128 6.5.3 Fusión Incompleta o Falta de Penetración 127 6.5.4 Inclusión de Escoria 129 6.5.5 Defectos De Contornos, Socavado, Concavidades, Traslape, Cordones Irregulares y Rechupes. 129 6.5.6 Defectos Diversos en Soldadura 130 7. CONCLUSIONES Y RECOMNDACIONES 131 ANEXOS 133 BIBLIOGRAFÍA 150 LISTA DE FIGURAS Figura 1 Aplicaciones industriales de los aceros inoxidables. 20 Figura 2 Diagrama de fase Fe – Cr 25 Figura 3 Efecto del carbono en la expansión del campo de la fase de austenita 26 Figura 4 Diagrama Fe – Cr – C pseudobinario (a) 13% Cr y (b) 17% Cr 27 Figura 5 Proyección del líquido y sólido del sistema ternario Fe – Cr – C 28 Figura 6. Sección pseudobinaria del sistema Fe-Cr-Ni. (a) 70% de Fe y (b) 60% de 29 Figura 7 Diagrama constituido para el metal de soldadura de acero inoxidable 30 Figura 8 Influencia de la temperatura ө y del tiempo t, sobre los carburos en 32 los aceros austeníticos al cromo. Figura 9 Para una temperatura de calentamiento prolongado 1000 h, entre 33 470 y 650 º hay desplazamiento hacia las bajas temperaturas Figura 10 Influencia del contenido de carbono en el acero inoxidable sobre 33 la precipitación, para un calentamiento prolongado de 1.000 h. Figura 11 Esquema general del proceso SMAW 35 Figura 12 Esquema general de equipo para proceso SMAW 36 Figura 13 Portaelectrodos para SMAW 37 Figura 14 Pinza de Masa 37 Figura 15 Esquema Soldeo con electrodo Revestido 39 Figura 16 Esquema general Conexión Directa e Inversa 40 Figura 17 Esquema De Soldeo Por Arco Con Gas De Protección 44 Figura 18. Esquema general de equipo para proceso GMAW 45 Figura 19 Esquema de pistola para proceso GMAW 46 Figura 20 Esquema de Transferencia Por Corto Circuitos Sucesivos 48 Figura 21 Esquema de Transferencia Por Proyección o Pulverización. 48 Figura 22 Esquema de Transferencia Globular. 49 Figura 23 Esquema Por Arco Pulsado. 49 Figura 24 Distribución de la Tensión en el Proceso. 51 Figura 25 Influencia de los gases de protección en el proceso GMAW 52 Figura 26 Efecto del extremo libre del alambre (Tensión y velocidad de alimentación de alambre constantes) 53 Figura 27 Esquema del proceso GTAW 56 Figura 28 Diagrama de un sistema para soldadura GTAW 57 Figura 29 Esquema explosivo de los componentes de una pistola GTAW 58 Figura 30 Formas posibles para electrodos de tungsteno 59 Figura 31 efectos de la polaridad en la soldadura GTAW (a) polaridad DCEN (b) polaridad DCEP 61 Figura 32 configuraciones de la soldadura según la corriente usada 61 Figura 33 forma correcta de iniciar el arco en GTAW 64 Figura 34 manera correcta de suministrar el metal de aporte 64 Figura 35 construcción auxiliar para purga de gases atmosféricos 65 Figura 36 Proceso FCAW con protección gaseosa 66 Figura 37 Equipo básico semiautomático para el proceso FCAW 67 Figura 38 Pistola típica utilizada en el proceso FCAW con protección gaseosa 68 Figura 39 Alambres tubulares con y sin junta 69 Figura 40 Velocidad de alimentación del alambre vs. Corriente de soldadura, para varios diámetros 71

Figura 41 Esquema longitud libre del electrodo 72 Figura 42 Angulo del electrodo (a) ángulo de arrastre (b) ángulo para uniones en T 73 Figura 43 Arco moldeado en la boquilla – proceso PAW 75 Figura. 44 tolerancias a la variación de corriente y flujo de gas de plasma según el tipo de corriente. 76 Figura 45 Equipo típico para el proceso PAW 78 Figura 46 Despiece de una pistola para PAW 79 Figura 47 Control de corriente, gas y velocidad al inicio y la parada de la soldadura 81 Figura 48 Juntas Soldadas a) Junta a Tope b) Junta de Esquina c) Junta en Te d) Junta a Traslape o Solape e) Junta de Borde 85 Figura 49 Soldadura de Chaflán 86 Figura 50 Soldadura de Chaflán usada en varios tipos de junta 86 Figura 51 Elementos Soldadura de Bisel. 88 Figura 52 Elementos Soldadura de Bisel. 90 Figura 53 Soldadura de Proyección o de Punto. 91 Figura 54 Soldadura de Tapón o Ranura 92 Figura. 55 Diferentes tipos de la prueba de doblez guiado 95 Figura 56 Montaje para la prueba de doblez guiado de tipo longitudinal 96 Figura 57 Grafico de MCD vs deformación en el ensayo de doblez guiado de tipo longitudinal 96 Figura 58 Método para determinar el SCTR usando la rata de 97 enfriamiento y el MCD en la deformación de saturación 98 Figura 59 Montaje para la prueba de doblez guiado de tipo punto 98 Figura 60 Gráfico MCL vs. Deformación para acero 310 y A-286 99 Figura 61 Gráfico MCL vs tiempo de enfriamiento para acero 310 y A-286 99 Figura 62 CSR para (a) A – 286, (b) 310 determinada por el ensayo de doblado tipo punto 100 Figura 63 Curva temperatura vs. Ductilidad por el ensayo de ductilidad 101 Figura 64 Curva temperatura vs. Ductilidad para los aceros AISI SAE 310 y A – 286 101 Figura 65 Equipo para realizar la prueba de tensión 103 Figura 66 Probeta para un ensayo de tensión 104 Figura 67 Diagrama representativo del ensayo de impacto 106 Figura 68 Forma y dimensiones para las probetas de impacto 107 Figura 69 Equipo para medición de dureza Brinell 109 Figura 70 Esquema de un equipo para medición de dureza Rockwell 110 Figura 71 Esquema de la aplicación del ensayo Vickers 111 Figura 72 Instrumentos para inspección visual 114 Figura 73 líquidos penetrantes en su presentación comercial 116 Figura 74 Onda longitudinal transversal y superficial 118 Figura 75 Equipos para la prueba de ultrasonido 120 Figura 76 Esquema básico del ensayo por radiografía 121 Figura 77 Equipo de inspección radiográfica 123 Figura 78 Cálculo del tiempo de exposición de rayos X 125

LISTA DE TABLAS Tabla 1 Electrodos utilizados en Aceros Inoxidables Austeníticos 39 Tabla 2 Tabla de alambres de aporte para Aceros Inoxidables Austeniticos 55 Tabla 3 Clasificación de electrodos para el proceso GTAW 59 Tabla 4 Corriente admisible para diferentes diámetros del electrodo 60 Tabla 5 parámetros recomendados para el proceso GTAW 62 Tabla 6 Elementos comúnmente utilizados en el relleno de alambres tubulares para FCAW 70 Tabla 7 Parámetros para el proceso PAW. 80 Tabla 8 Métodos de Corte en Acero Inoxidable Austenítico y Acciones de Limpieza y preparación de Ranura 88 Tabla 9 Dimensiones normalizadas para probetas de ensayos a tensión 105 Tabla 10 clasificación de la película radiográfica 124 Tabla 11 Tiempos asignados para sumergir la película en el revelador 126

12 INTRODUCCIÓN La industria es cada día más exigente y por tal razón aparecen nuevas necesidades y con ellas la necesidad de materiales con propiedades mejoradas y que se desempeñen adecuadamente a nuevos requerimientos, fue así como aparecieron los aceros inoxidables, los cuales abrieron las puertas a la ingeniería en diversas aplicaciones y al

desarrollo de una gran cantidad nuevos productos. Junto con el desarrollo de un nuevo material siempre se hace necesario desarrollar también nuevos procesos de manufactura conformado y en general cualquier tipo de transformación que convierta este material en productos útiles terminados, algunos de estos procesos son la adaptación de otros ya existentes a los cuales se le hacen algunas modificaciones necesarias para garantizar que los productos tengan las nuevas propiedades de estos materiales y en otros casos se desarrollan nuevos procesos. La soldadura es uno de estos procesos que se aplican para la fabricación de productos en aceros inoxidables y los aceros inoxidables austenítico, son de gran uso en diversas aplicaciones industriales, debido a que presentan una gama amplia de propiedades mecánicas, como elevada ductilidad y tenacidad, conjugada con altos niveles de resistencia mecánica, convirtiendo este grupo de acero en el mas importante dentro de los aceros inoxidables. Para que la fabricación de productos en acero inoxidable austenítico garantice que estas piezas terminadas conserven las ventajas que tienen los aceros inoxidables se han estudiado las propiedades y fenómenos metalúrgicos de estos aceros, las características de los procesos de soldadura aplicados a estos aceros y se han desarrollado algunos métodos de control para la garantizar la calidad de estos procesos. El objetivo de este documento es reunir información sobre la metalurgia de los aceros inoxidables y mas específicamente los austeníticos y las características y parámetros para la aplicación de los procesos de soldadura SMAW, GMAW, GTAM, PAW y FCAW así como información sobre ensayos destructivos y no destructivos aplicables a estos tipos de procesos. Para tal fin se consultaron un considerable número de libros especializados en este tema con información reciente sobre metalurgia y soldabilidad de aceros inoxidables austeníticos así como de procesos de soldadura para elaborar este documento esperando que pueda ser una herramienta útil en el diseño y aplicación de estos conceptos en proyectos de ingeniería.

13 1. GENERALIDADES DE LOS ACEROS INOXIDABLES 1.1. DEFINICIÓN DE LOS ACEROS INOXIDABLES. Los aceros inoxidables son un grupo de aceros de alta aleación típicamente formados por Fe, Cr, Ni. Para ser inoxidables, estos aceros, deben tener como estos elementos los cuales le permite la formación de una capa de oxido (oxido pasivo) el cual recubre el metal y lo mantiene internamente en un ambiente no corrosivo. Un ambiente corrosivo que ataque y remueva esta capa de oxido causa la corrosión de los aceros inoxidables. La corrosión puede presentarse de varias formas: picadura, corrosión de grietas y ataque intergranular. Estas formas de corrosión son causadas por un ambiente corrosivo, las condiciones metalúrgicas del material y la presencia de esfuerzos localizados. Los ingenieros y diseñadores deben conocer muy bien las condiciones y ambientes de servicio como el impacto de los procesos de fabricación sobre el comportamiento metalúrgico cuando se selecciona un acero inoxidable para usarlo en condiciones que generen corrosión.

Los aceros inoxidables tienen también una buena resistencia a la oxidación incluso a temperaturas elevadas, estas aleaciones son conocidas como “aleaciones resistentes al calor”. La resistencia a las altas temperaturas es principalmente una función del contenido de cromo y algunas aleaciones con un contenido de cromo entre 20% y 35% pueden ser usadas a temperaturas tan altas como 1000 ºC. Otra forma de resistencia al calor es la resistencia a la carburización, para la cual los aceros inoxidables con contenido moderado de cromo (alrededor del16%) pero alto contenido de níquel (cerca al 35%) han sido desarrolladas. Los aceros inoxidables son usados en una gran variedad de aplicaciones tales como generación de potencia, procesos químicos, productos comerciales, aplicaciones sanitarias, industria farmacéutica, industria de lácteos y procesamiento de alimentos. La mayoría de los aceros inoxidables son soldables pero algunos requieren procedimientos especiales. En casi todos los casos la soldadura ocasiona una alteración del metal de aporte y de la zona afectada por le calor (ZAC) del material base, esto puede provocar un cambio de fase, formación de partículas intermetálicas, crecimiento de grano, segregación de los aleantes, impurezas y otras reacciones las cuales ocasionan algún grado de degradación de las propiedades y del desempeño y por tal razón deben ser tenidas en cuenta para el diseño y la manufactura.

14 1.2. TIPOS DE ACEROS INOXIDABLES Después de los aceros al carbono y los aceros al carbono manganeso, los aceros inoxidables son los más usados en la industria debido a su principal característica que los hace resistentes a la corrosión, y en algunos casos, aún a altas temperaturas haciéndolos indispensables para un gran numero de aplicaciones. No es de sorprender que muchas investigaciones hayan sido orientadas a definir su microestructura y propiedades. A diferencia de otros sistemas donde los materiales se clasifican por la composición, los aceros inoxidables se clasifican basándose en su fase metalúrgica que predomina. Las tres fases que se pueden presentar en los aceros inoxidables son la ferrita, la martensita y la austerita. Con base en esto los aceros inoxidables se clasifican en: - Austeníticos, - Ferríticos, - Martensíticos, - Dúplex - Endurecidos por precipitación Los aceros dúplex contienen un 50% de austenita y un 50% de ferrita tomando las ventajas de cada fase y los aceros endurecidos por precipitación son tratados térmicamente de tal manera que ellos se fortalecen y endurecen por medio de un tratamiento térmico de envejecimiento. El “Instituto Americano del Hierro y el Acero” (AISI) usa un sistema con tres números a veces seguido por una letra para designar los aceros inoxidables. Las propiedades magnéticas pueden ser usadas para identificar algunos aceros inoxidables. Los aceros inoxidables de tipo austenítico son esencialmente no magnéticos, una pequeña parte de ferrita residual puede introducir una pequeña condición ferromagnética pero esta es notablemente mas débil que en un material magnético.

Los aceros inoxidables de tipo ferrítico y martensítico son ferromagnéticos y los dúplex son relativamente menos magnéticos debido al contenido de austenita que contienen. Las propiedades físicas tales como conductividad térmica y expansión y las propiedades mecánicas varían notablemente para los diferentes tipos y afectan sus características de soldabilidad. Por ejemplo los aceros inoxidables austeníticos poseen una baja conductividad térmica y una alta expansión térmica lo que resulta en una alta distorsión en la soldadura comparándolos con los martensíticos y ferríticos. 1.3. RESISTENCIA A LA CORROSIÓN. En la mayoría de los casos los aceros inoxidables se seleccionan por sus propiedades frente a la corrosión y resistencia al calor. Por la naturaleza del oxido pasivo rico en cromo que forman estos aceros son virtualmente inmunes a la corrosión que si presentan los aceros al carbono y al carbono manganeso, los aceros inoxidables son sin embargo

15 susceptibles a otros tipos de corrosión por lo cual su selección y aplicación debe considerar cuidadosamente las condiciones y ambiente de servicio. Principalmente hay dos formas de corrosión localizada pueden ocurrir en los aceros inoxidables, son la corrosión por picadura y la corrosión por grietas entre piezas, ambas son resultado de un alto ataque localizado. Como su nombre lo indica, la corrosión por picadura consiste en una falla localizada de la película de oxido pasivo y es normalmente asociada con alguna característica metalúrgica tales como limites de grano, partículas intermetálicas. Una vez ocurre la falla, es atacado el material y aparece un pequeño hoyo en la superficie y con el tiempo la composición química dentro del hoyo va cambiando volviéndose progresivamente mas agresiva, esto genera un rápido ataque por debajo de la superficie que se une con picaduras adyacentes y conlleva a la falla, esta picadura puede ser muy agresiva aunque solo se presente un pequeño hoyo en la superficie. La corrosión por grietas entre piezas es similar a la anterior pero esta no requiere la presencia de alguna de las características metalúrgicas de la picadura para iniciarse, sino mas bien como su término lo indica una grieta entre piezas consiste en un espacio confinado que puede existir donde se presente algún cambio en la composición química que genera la corrosión. La corrosión por hendidura se presenta comúnmente en estructuras atornilladas donde el espacio entre la cabeza del tornillo y la superficie atornillada pueden generar la gretaentre estas dos piezas. Ambos tipos de corrosión ocurren fácilmente en soluciones que contengan iones de cloruro (como los del agua del mar). La soldadura puede generar la formación de estructuras que aceleran el ataque por picadura o creación de grietas ya sea por defectos como falta de penetración o escorias atrapadas que generan corrosión localizada, y la no remoción de el oxido de la soldadura puede reducir la resistencia a la corrosión en cierta medida.

El mecanismo de corrosión mas serio en la soldadura de aceros inoxidables es el ataque intergranular AIG que está asociado con un fenómeno conocido como agrietamiento de corrosión por esfuerzo intergranular. Esta forma de ataque es más común en aceros inoxidables austeníticos en la zona afectada por el calor ZAC y genera una condición metalúrgica llamada sensibilización y esta ocurre cuando la precipitación de carburos ricos en cromo generan reducción del cromo en la región adyacente haciendo el material mas sensible a los ataques de corrosión si el cromo baja de un porcentaje del 12%. Un fenómeno similar ocurre en la ZAC de los aceros inoxidables ferríticos. El agrietamiento por corrosión por esfuerzo transgranular también es un problema que se presenta comúnmente en aceros inoxidables austeníticos tales como 304 y 316L, como su nombre lo indica, este ataque, tiene poco o nada que ver con los limites de grano, el ataque progresa a lo largo de ciertos planos de átomos en cada grano y a menudo cambia de dirección de un grano a otro, la presencia de iones de cloruro y los esfuerzo residuales promueven la formación de estas grietas.

16 1.4. DESIGNACION DE LOS ACEROS INOXIDABLES. Los diferentes tipos de acero inoxidable están comúnmente designados en una de estas dos formas: por el “Instituto Americano del hierro y el Acero” (AISI) o por el “Sistema Numérico Unificado” (UNS). Existen otras designaciones que han sido establecidas por organizaciones de normalización de algunos países industrializados y son generalmente parecidos al usado en Estados Unidos pero pueden tener algunas diferencias que deben ser tenidas en cuenta a la hora de escoger estos aceros. 1.4.1. El sistema AISI. Esta es la designación más común y la mayoría de aceros inoxidables se designan con tres dígitos y algunos tienen dos o tres letras como sufijo las cuales nos indican alguna modificación en la composición. En general, existe una asociación de la microestructura con el número de la serie (aunque también hay algunas excepciones). - Martensíticos (4xx y 5xx) - Ferríticos (4xx) - Austeníticos (2xx, 3xx) En la tabla 1 del anexo A se puede ver una lista de los aceros inoxidables más comunes (tipos estándar) y su composición química. Existen algunas aleaciones que no pertenecen a los tipos estándar y su designación se puede ver en la tabla 2 del anexo A los cuales tiene una designación especial. También existen algunas aleaciones ofrecidas comercialmente las cuales tienen designaciones algo diferentes a las AISI las cuales usan algunos sufijos y prefijos para indicar algunas modificaciones. 1.4.2. El sistema UNS.

Fue introducido en 1970 y provee una lista de aleaciones metálicas incluidas los aceros inoxidables. El sistema UNS, aunque no perfecto, mantiene un orden a medida que se introducen nuevas aleaciones lo cual le ha dado cierto éxito. En la tabla 1 del anexo A puede verse una lista de aceros con su designación UNS y la correspondiente AISI. La mayoría de los aceros inoxidables que tienen mas de 50% en Fe tienen una designación que comienza con una “s” seguida de cinco dígitos de los cuales los tres primeros corresponden al número AISI y los dos últimos son dos ceros que pueden ser cambiados por otros dígitos para indicar algunas modificaciones. Estas designaciones son en general suficientes para designar los aceros inoxidables aunque existen otras designaciones como las de la Sociedad Americana para ensayos de Materiales (ASTM) en cuyas tablas se encuentran sus propiedades mecánicas, procesos de producción, requerimientos de prueba y características de corrosión; Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos (ASME), la Asociación Nacional de Ingenieros de la Corrosión (NACE), la Asociación Técnica de la Industria del Papel (TAPPI). Además de los tipos estándar existen otros tipos de aceros inoxidables con algunas modificaciones que aparecieron a principios de los 70’s con algunas nuevas practicas de

17 refinamiento con descarburización con Argón y Oxígeno. Muy pocas de estas nuevas aleaciones son aceptadas por AISI pero si tienen un numero de designación UNS asignado. En la tabla 2 del anexo A puede verse una lista de estos aceros y sus composiciones. 1.5. APLICACIONES DE LOS ACEROS INOXIDABLES. 1.5.1. Aceros Inoxidables Martensíticos. Este tipo de aceros inoxidables puede llegar a tener grandes durezas, mediante tratamientos térmicos como el temple y el revenido. Como característica particular se tiene en los aceros inoxidables martensíticos la mayor resistencia a la corrosión cuando han pasados por procesos de temple y pulido. En este grupo, los aceros que contienen un porcentaje entre el 16 a 18 % de cromo y con contenidos de 0.6 a 1.20 % de carbono, son templados para obtener elevadas durezas y poseen gran resistencia a la corrosión y al desgaste, características por las cuales son empleados en instrumentos quirúrgicos, rodamientos, cuchillas de afeitar, válvulas para motores, tornillos, tuercas, equipos para la industria petrolera y alimenticia. Entre las referencias de este grupo esta AISI 431 y 440C. Por otra parte los aceros que poseen un contenido de cromo del 11.5 a 13.5% y contenidos de carbono de 0.15 %, tienen uso en la industria en la fabricación de paletas de turbina, cubiertos, tijeras, tornillos, etc. Entre las referencias de este grupo de aceros encontramos AISI 403 y AISI 410. Por ultimo se tiene los aceros con contenido de cromo entre el 11.5 a 13.5%, y níquel del 1.25 a 2.5%, sin que se logre con este porcentaje una estructura austenítica, tienen empleo en la industria en la fabricación de ejes y hélices marinas, palas de turbina a vapor

y maquinaria de la industria papelera. Entre las referencias de este grupo de aceros inoxidables martensíticos encontramos AISI 414. 1.5.2. Aceros Inoxidables Ferríticos. Este tipo de acero inoxidable posee un porcentaje bajo de carbono, que en consecuencia provee a la aleación gran ductilidad, facilitando de esta forma su la posibilidad de trabajarlo como materia prima en frió o en caliente para la conformación de elementos. Por otra parte se tiene una excelente resistencia a la corrosión, debido al alto porcentaje de cromo existente en aleación. En este tipo de aceros inoxidables se encuentran los aceros con contenidos de cromo de 11.5 a 27% y carbono inferior a 0.25%, además se encuentra los aceros con cromo del 15 al 18% y carbono por debajo de 0.12% los cuales poseen una resistencia a la corrosión superior a los aceros martensíticos. Por otra parte se encuentran los aceros al cromo con un contenido de aluminio hasta el 0.3%, los cuales son muy resistentes a la oxidación y de gran aplicación en la elaboración de resistencias. Este tipo de aleación es utilizado para toda clase de piezas para hornos que no se encuentren sujetas a esfuerzos intensos, dado a que la resistencia a la oxidación es

18 independiente del contenido de carbono, por otra parte debido a su bajo contenido de carbono se convierte en un elemento fácil de forjar, puede laminarse para formar placas, chapas laminas y base de materia prima para electos obtenidos por embutición. Sus usos generales están enfocados a electrodomésticos, como cocinas y heladeras, mostradores frigoríficos e industria automotriz. Por otro lado, este tipo de aceros inoxidables tienen un precio bajo comparándolo con los otros tipos de aceros inoxidables del mercado actual y entre las referencias que se pueden encontrar se tiene los aceros SAE 430, SAE 409 y 446. 1.5.3. Aceros Inoxidables Austeníticos. Este tipo de aceros inoxidables tienen unos contenidos de cromo del 16 al 26% y un contenido de níquel del 3.5 al 37%, estos elementos se ajustan para conformar una estructura completamente austenítica. Estos aceros no pueden ser templados térmicamente y son por lo general no magnéticos, características importantes en su uso dentro de la industria. El acero inoxidable austenítico mas utilizado en la industria es el SAE 304, este acero esta conformado básicamente por 18 a 20% de cromo y 8 a 10.5% de níquel, con un porcentaje máximo de 0.08% de carbono, tiene diversos usos dentro de la industria como son: la industria química, farmacéutica, aeronáutica, naval, arquitectónica, alimenticia y de transporte, también utilizado en cubiertos, vajillas piletas, revestimientos de ascensores y en un sin numero de aplicaciones. Este tipo de aceros cuando se encuentran sometidos en un determinado tiempo a temperaturas que van desde 450ºC a 850 ºC, están sujetos a una precipitación de carburos de cromo en sus contornos de grano, disminuyendo su resistencia a la corrosión, este fenómeno conllevo al desarrollo de los aceros inoxidables extra bajo carbono, 304 L,

316 L y 317 L, en los cuales el porcentaje de carbono es controlado a un porcentaje máximo dentro de la aleación de 0.03%, reduciendo la posibilidad de presentarse sensibilidad, en procesos en los que se puede elevar la temperatura, como en procesos de soldadura. De manera general se tiene que los aceros inoxidables austeníticos poseen una excelente resistencia a la corrosión, buena conformidad y son los de mejor soldabilidad dentro del grupo de aceros inoxidables. Los procesos de obtención de estos aceros inoxidables han logrado contenidos de S (azufre) inferiores incluso a 0.001 %, esto permite reducir los problemas de fragilidad en caliente y de aceros mas resistentes como el AISI 317 (18% Cr, 13% Ni y 3.5% Mo). Por otra parte encontramos los aceros inoxidables “superausteníticos”. Los cuales poseen adicciones mayores de Mo y N, entre este grupo se destaca el compuesto por 24% Cr, 22% de Ni, 7.3% Mo, 3% Mn y 0.5% de N (Avesta TM 654 SMO), que es considerado como uno de los aceros inoxidables austeníticos comerciales de mayor aleación, con capacidades de resistencia muy alta a la corrosión. Estas aleaciones son empleadas para componentes que están sujetos a agentes altamente corrosivos y a elevadas temperaturas de operación, condiciones que se pueden encontrara en plantas de procesamiento de pulpa de papel y sistemas de conducción de agua de mar.

19 1.5.4. Aceros Inoxidables Dúplex. Los aceros inoxidables dúplex están constituidos microestructuralmente por dos fases: ferrita y austenita, que contienen porcentajes relativamente altos de cromo que van del 18 al 28%, porcentajes moderados de níquel entre 4.5 y 8% y entre 2.5 y 4% de contenido de molibdeno. Este tipo de aleación de forma general se caracteriza por poseer una buena combinación de propiedades mecánicas y elevada resistencia a la corrosión en ambientes agresivos, que dan a la aleación una elevada resistencia mecánica, obteniendo de esta forma una ventaja comercial en el área estructural. Por otra parte la combinación de las dos fases que componen este material, provoca una pobre ductilidad de este tipo de acero en caliente. Entre las propiedades básicas que ofrece este tipo de aceros a la industria está una mayor resistencia al ataque del cloro, mayor resistencia a la tensión que los aceros inoxidables austeníticos y ferríticos, buena formabilidad y soldabilidad. Entre sus usos más comunes se pude nombrar su aplicación en las plantas de desalinización donde las temperaturas son algo elevadas, plantas petroquímicas e intercambiadores de calor. En la figura 1 se pueden ver algunas imágenes de aplicaciones de los aceros inoxidables, en la figura 1(a) para aceros martensíticos, en la figura 1(b) para aceros ferríticos, en la figura 1(c) para aceros austeníticos y en la figura 1(d) para aceros dúplex.

20 (a) Aceros martensíticos (b) aceros Ferríticos (c) Aceros Austeníticos

(d) Aceros Dúplex Figura 1 Aplicaciones industriales de los aceros inoxidables. (Fuente www.corpacer.com.co)

21 2. ANALISIS METALÚRGICO DE LOS ACEROS INOXIDABLES 2.1. ELEMENTOS ALEANTES. 2.1.1. El Cromo. Este elemento se agrega para proporcionar la protección a la corrosión, siendo muy eficaz en ambientes agresivos oxidantes como nítrico. Gracias al cromo sobre la superficie del metal se forma un oxido estequiométrico (FeCr)2O3, manteniendo al metal en un ambiente cerrado capaz de resistir la corrosión del medio de trabajo. Si es requerido se puede encontrar niveles mas altos de cromo en ambientes muy agresivos. Cuando el porcentaje de cromo excede aproximadamente el 4%, el acero es considerado inoxidable, este valor de cromo puede llegar hasta un 30%. El cromo es también un promotor de la ferrita, en las aleaciones hierro - cromo que contienen un porcentaje de cromo del 17%, se encontrara una estructura totalmente ferrifica. En aleaciones Fe-Cr-C y Fe-Cr-Ni, incrementando el porcentaje de cromo se promueve la formación y retención de la ferrita en grados martensítico, ferrítico y dúplex. En las aleaciones ferrificas el cromo es el principal elemento que estabiliza su microestructura ferrifica. El cromo también forma un carburo fuerte, el más común de estos carburos ricos en cromo es el M23C6 donde la “M” es predominantemente Cr, pero también puede haber una fracción de Fe y Mo presentes en la aleación. Por otra parte el cromo también puede combinarse con el nitrógeno para formar nitruros el más común es el Cr2N que se ha observado en aceros inoxidables ferríticos y dúplex. 2.1.2. Níquel. La principal función de este elemento aleante es promover la fase austenítica como predominante. Adicionando suficiente níquel el campo de la fase austenítica puede ser altamente ampliada, por otra parte el níquel logra descender la temperatura de transformación gama-alfa y en consecuencia a bajas temperaturas estabilizar la fase austenítica. El níquel no forma un carburo fuerte y no promueve la formación de compuestos intermetálicos, aunque existe evidencia de la influencia que tiene en el proceso de precipitación en la aleación.

22 Este elemento cumple una extraordinaria importancia en la fabricación de aceros inoxidables y resistentes a altas temperaturas. 2.1.3. Manganeso. Este elemento dentro de las aleaciones inoxidables austeníticas se encuentra normalmente en un porcentaje de 1 a 2%. En los aceros ferríticos y martensíticos es muy común encontrarlos con un porcentaje menor al 1%. Este elemento fue usado históricamente para prevenir agrietamiento en solidificación de la aleación, debido al desprendimiento de gases. El manganeso también sirve de agente neutralizante de la influencia del azufre y del oxígeno, que contienen los aceros cuando se encuentra en estado líquido en los hornos durante el proceso de fabricación. Este elemento aumenta ligeramente en los aceros su resistencia y mejora su

templabilidad. 2.1.4. Silicio. Este elemento es usado en el momento de fabricación del acero, debido a su eficaz función desoxidante, evitando de esta manera la aparición de poros y defectos internos. Este elemento se puede encontrar en un rango de porcentaje de 0.3 al 0.6% en la mayoría de aleaciones En aceros inoxidables mejora su resistencia a la corrosión cuando esta presente en porcentajes de 4 a el 5% y se agrega a algunas aleaciones resistentes a alta temperatura en un rango de 1 a el 3% para mejorar resistencia del escalamiento del óxido en la temperatura elevada. Por otra parte este elemento de aleación mejora en los aceros ligeramente la templabilidad, aumenta su límite elástico y la resistencia a la fatiga sin reducir su tenacidad. 2.1.5. Molibdeno. El molibdeno es un elemento aleante agregado a los aceros inoxidables y tiene diferentes funciones dependiendo del grado del acero inoxidable. Para los aceros ferríticos, austeníticos y dúplex. El molibdeno es agregado en cantidades por encima de 6% en los aceros austeníticos mejora la resistencia a la corrosión de una manera notable. Por otra parte en este tipo de aceros también mejora su resistencia mecánica a elevadas temperatura, de esta forma se tiene la dificultad de trabajar en caliente en las aleaciones con alto contenido de molibdeno en aceros inoxidables austeníticos. El molibdeno promueve la formación de la ferrita, esto puede significar un problema en los aceros inoxidables martensíticos, donde se puede dar una reducción de dureza y de ductilidad en la aleación.

23 2.1.6. Elementos que forman carburos. Además del cromo y el molibdeno hay algunos elementos que se le agregan a los aceros para promover la formación de carburos. Este grupo de elementos incluye niobio, titanio, tungsteno, tántalo y vanadio. El niobio y el titanio son agregados a los aceros inoxidables austeníticos para estabilizar el carbono y para evitar la corrosión intergranular, ambos elementos forman un tipo de carburo M.C. que resiste la disolución durante la soldadura y los tratamientos térmicos. Así se previene la formación de carburos ricos en cromo M23C6 que están asociados con el inicio de corrosión intergranular. El tungsteno, el tántalo y el vanadio son agregados a algunos aceros inoxidables para dar una mayor resistencia a temperaturas elevadas por la formación de una fina dispersión de carburos; estos elementos promueven además la formación de ferrita en la microestructura y se unen al carbono neutralizando efectivamente a este promotor de austenita. 2.1.7. Elementos intersticiales (Carbono y Nitrógeno) El carbono está presente en todos los aceros, pero a diferencia de los aceros al C – Mn y

los aceros estructurales de baja aleación, en este caso es deseable mantenerlo por debajo del 0.1%. La excepción es en los aceros del tipo martensítico donde el carbono tiene una gran influencia en el aumento de la resistencia. En solución, el carbono genera un efecto de refuerzo intersticial particularmente a temperaturas altas. En la mayoría de las aleaciones el carbono se combina con otros elementos para formar carburos y en el caso del carburo M23C6 que es rico en cromo puede generar una disminución de la resistencia a la corrosión y por tal razón se producen aleaciones con bajo contenido de carbono manteniéndolo por debajo del 0.04%. El nitrógeno se presenta usualmente como una impureza en muchos de los aceros inoxidables, pero es adicionado intencionalmente en algunos aceros inoxidables austeníticos y dúplex. Así como el carbono, el nitrógeno es un poderoso agente fortalecedor en solución sólida y adiciones tan pequeñas como de un 0.15% pueden incrementar dramáticamente la resistencia de las aleaciones austeníticas. Este efecto fortalecedor del nitrógeno en las aleaciones austeníticas es especialmente pronunciado a temperaturas criogénicas. En los aceros dúplex, el nitrógeno se agrega para mejorar su resistencia, pero mas importante que esto, es que actúa como un elemento que aumenta la resistencia a la corrosión por picadura y hendidura. La solubilidad del nitrógeno en los aceros inoxidables es baja particularmente en la fase ferrítica, y para mejorarla comúnmente se le agrega manganeso. En los aceros ferríticos y dúplex se puede precipitar Cr 2N si la solubilidad límite es excedida, como puede observarse en los metales soldados y en las ZAC de estos donde una cantidad apreciable de austenita deja de formarse durante el enfriamiento desde temperaturas mayores a 1100 ºC.

24 El carbono y el nitrógeno son los elementos promotores de austenita y por lo tanto los niveles de estos deben ser controlados cuidadosamente si se requiere un balance en la microestructura. 2.1.8. Otros elementos. Existen otros elementos que son agregados intencionalmente a las aleaciones de aceros inoxidables para aplicaciones específicas. Azufre selenio y plomo son agregados a algunas aleaciones para mejorar su maquinabilidad para permitir velocidades mas altas y mayor vida de la herramienta en las maquinas herramientas. Estas adiciones reducen la resistencia a la corrosión y afectan la soldabilidad de los acero aunque el control del comportamiento de solidificación puede anular el efecto de azufre. El tungsteno es agregado a algunos aceros inoxidables para mejorar la resistencia a la corrosión por picadura y al parecer promueve la formación de ferrita. El aluminio es usado en algunos aceros de tipo ferrítico de bajo contenido de cromo para mejorar la resistencia a la corrosión. El cobalto tiene el efecto de aumentar la resistencia en solución sólida y en aceros martensíticos puede agregarse para incrementar la temperatura de inicio de la martensita, otro efecto del cobalto es que es otro de los elementos promotores de austenita. 2.2. DIAGRAMAS DE FASE.

Los diagramas de equilibrio de fase pueden ser usados para describir las transformaciones y estabilidad de las fases en los aceros inoxidables. Estos diagramas también permiten predecir la evolución de la microestructura como su aplicación a varias clases de aceros inoxidables. Estos diagramas son una aproximación de las microestructuras presentes en las aleaciones ya que en la realidad estas aleaciones tienen hasta más de diez elementos que no se pueden acomodar fácilmente en un diagrama de fase normal, además los diagramas de fase están basados en condiciones de equilibrio mientras que los rápidos calentamientos y enfriamientos de la soldadura dan como resultado distintas condiciones de no equilibrio. Algunas limitaciones de los diagramas de fase clásicos son superadas hoy en día con la ayuda de los computadores que usan información de la termodinámica para construir diagramas de fase de los aceros más comunes. 2.2.1. Sistema Hierro Cromo (Fe – Cr). El diagrama de fase mostrado en la figura 2 es el punto de partida para describir la estabilidad de las fases de los aceros inoxidables ya que el cromo es el principal aleante. Nótese que hay una completa solubilidad del cromo en el hierro a altas temperaturas y la solidificación de toda aleación de Fe – Cr ocurre como ferrita que en el diagrama aparece como α que es considerada como ferrita de baja temperatura la cual forma austenita. El rango para la solidificación para la aleación Fe – Cr es muy estrecho.

25 A bajas concentraciones de cromo se presenta un bucle de austenita entra las temperaturas de 912ºC y 1394ºC este es comúnmente llamado el bucle gamma ( γ ). Aleaciones con mas de 12.7% de Cr son completamente ferrificas a elevadas temperaturas mientras que aquellas con menos cantidad de cromo forman por lo menos alguna austenita a temperatura dentro del bucle gamma. Figura 2 Diagrama de fase Fe – Cr (Fuente: ASM Metals Handbook vol 3)

Aleaciones con menos del 12% de cromo son completamente austeníticas a temperaturas dentro del bucle gamma y a un enfriamiento rápido puede transformarse en martensita. A bajas temperaturas la fase de equilibrio es llamada fase sigma ( σ ) esta fase tiene una estructura estequiométrica y tetragonal. La fase sigma se forma más fácilmente en aleaciones con más de 20% de Cr debido a que esta se forma a bajas temperaturas, la cinética de formación es muy lenta y la precipitación requiere tiempos prolongados en un rango de temperaturas desde 600ºC hasta 800ºC debido a que la fase sigma es dura y frágil lo cual es usualmente indeseado en los aceros inoxidables. El diagrama contiene también una línea horizontal punteada dentro del campo de la fase σ +α a 475ºC y un fenómeno conocido como fragilización a 475ºC resulta de la

precipitación de cromo en la matriz de fase α esta precipitación se conoce como α ′ y se forma dentro de un rango de temperaturas entre 400ºC y 540ºC y ha mostrado tener un severo efecto de fragilización en aleaciones con mas de un 14% en cromo.

26 2.2.2. Sistema Hierro Cromo Carbono (Fe – Cr – C). La adición de carbono al sistema Fe – Cr altera significativamente y complica el equilibrio de la fase debido a que el carbono es un promotor generador de austenita que expande el bucle gamma permitiendo estabilizar la austenita a elevadas temperaturas a contenidos de cromo mucho mas altos. Este efecto del carbono en la expansión del campo de la fase de austenita es mostrado en la figura 3. Figura 3 Efecto del carbono en la expansión del campo de la fase de austenita (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

Nótese que incluso pequeñas cantidades de carbono generan una dramática expansión del bucle gamma esto es importante para desarrollar aceros inoxidables martensíticos debido a que para formar martensita, se debe tener austenita a temperaturas elevadas. Para poder ver el sistema ternario Fe – Cr – C como una función de la temperatura es necesario fijar uno de los elementos en un valor constante y así el diagrama de fase pseudobinario puede ser construido. Tal diagrama es llamado pseudobinario porque representa una proyección en dos dimensiones de un sistema de tres dimensiones por tal razón este diagrama no puede ser usado de la misma manera que un diagrama binario. En la figura 4 se muestran dos diagramas pseudobinarios que tiene como elemento variable el carbono, pero cada uno de ellos corresponde a un porcentaje de cromo diferente. En este diagrama C1 corresponde (Cr, Fe)23 C6 y C2 corresponde (Cr, Fe)7 C3. El diagrama es ahora mas complicado que el de Fe – Cr debido a que este ya contiene carbono y la presencia de dos y tres campos de fase.

27 Para los aceros inoxidables ferríticos y martensíticos bajos en cromo se puede usar el diagrama pseudobinario de 13% de Cr para explicar su estabilidad y microestructura. En contenidos muy bajos de carbono (menos de 0.1%) las aleaciones ternarias son completamente ferrificas a elevadas temperaturas. Si se enfrían suficientemente rápido la aleación permanecerá principalmente ferrifica. Esta es la base de los aceros inoxidables ferríticos de bajo contenido de cromo como el SAE 409. Figura 4 Diagrama Fe – Cr – C pseudobinario (a) 13% Cr y (b) 17% Cr (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel).

Para contenidos de carbono mayores a 0.1%, se forma austenita a temperaturas elevadas y mezclas de austenita y ferrita se forman justo por debajo del rango de temperaturas de solidificación. En el enfriamiento la estructura se volverá totalmente austenítica a temperaturas por debajo de 1200ºC, si la rata de enfriamiento es suficientemente rápida,

la austenita se transforma en martensita, esta es la base de los aceros inoxidables bajos en cromo como el SAE 410. A contenidos bajos de carbono (0.05%), una mezcla de austenita y ferrita se presenta a elevadas temperaturas lo cual da como resultado una microestructura de ferrita y martensita. En un enfriamiento rápido estas estructuras son usualmente indeseables debido a que se presenta una perdida de propiedades mecánicas. Para altos contenidos de cromo en el sistema Fe – Cr – C el campo de la fase de ferrita se expande y el de la austenita se encoje como en la figura 4b que corresponde a un 17% de cromo, esto se debe a que el cromo es promotor de ferrita y por consiguiente la ferrita formada a temperaturas elevadas, es mucho mas estable y se requieren altos contenidos de carbono para formar austenita de alta temperatura. 2.2.3. Sistema Hierro Cromo Níquel. (Fe – Cr – Ni). La adición de Ni al sistema Fe - Cr también expande la zona de austenita y permite a esta ser una fase estable a temperatura ambiente, este sistema ternario es la base para los

28 aceros inoxidables austeníticos y duplex. En la figura 5 se ve una proyección tanto liquida como sólida de este sistema y puede ser usada para describir el comportamiento de la solidificación de las aleaciones basadas en este sistema, los cuales definen el comienzo y el fin de la solidificación. Nótese que la superficie liquida exhibe una simple línea oscura que va desde el vértice Fe hasta el lado cromo níquel, esta línea separa composiciones que solidifican como ferrita primaria (lado superior izquierdo), de composiciones que solidifican como austenita primaria. En una composición aproximada de 48% cromo, 44 % Níquel y 8% hierro existe un punto eutéctico ternario. Figura 5 Proyección del líquido y sólido del sistema ternario Fe – Cr - C (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

La superficie sólida muestra dos líneas oscuras que van desde el vértice rico en hierro hasta el lado rico en cromo níquel del diagrama, en medio de las dos líneas, la austenita y la ferrita coexisten, esta región separa las zonas de ferrita y austenita, nótese que estas dos líneas terminan en el punto eutectoide primaria y las flechas representan la dirección en la que decrece la temperatura. Tomando una sección de hierro constante a través del diagrama de fase ternario, se puede generar un diagrama pseudobinario Fe-Cr-Ni. En la figura 6 se pueden ver dos diagramas para 70 y 60 % de hierro; debido a que este es un sistema ternario el campo de fase existe en tres dimensiones distinto a los diagramas binarios donde estas regiones son áreas. Nótese una pequeña región triangular entre las líneas de sólido y líquido. Esta es una

región de tres fases austenita + ferrita y liquido que separa las aleaciones que solidifican como austenita a la derecha de la que solidifica como ferrita. En estado sólido la ferrita es estable a alta temperatura y a contenidos de Cr mayores de 20%.

29 Como la temperatura decrece, esta ferrita se transforma parcialmente en austenita en un rango de 20% a 25% y las aleaciones que solidifican como austenita se mantienen como austenita en el enfriamiento hasta la temperatura ambiente. Figura 6. Sección pseudobinaria del sistema Fe-Cr-Ni. (a) 70% de Fe y (b) 60% de Fe (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel).

Las aleaciones que solidifican como ferrita con composiciones justo a la derecha del triángulo de tres fases deben enfriar a una región de fases austenita + ferrita. En composiciones más lejanas a la derecha en el triángulo de tres fases (relaciones Cr/Ni altas) la ferrita se vuelve cada vez mas estable hasta que en última instancia existe una estructura totalmente ferrítica en el extremo derecho del diagrama. 2.3. ZONA AFECTADA POR EL CALOR La naturaleza de la zona afectada por el calor en los aceros inoxidables austeníticos depende directamente de la composición y la microestructura del metal base. Las siguientes son las reacciones metalúrgicas, que podrían ocurrir en la zona afectada por el calor en los procesos de soldadura de los aceros inoxidables austeníticos. 2.3.1. Crecimiento de grano. La mayoría de los aceros inoxidables son soldados en una condición de recocido o en una condición de laminación en caliente, de esta forma se tiene que el crecimiento del grano está usualmente restringido a menos que la entrada de calor en el proceso de soldadura sea extremadamente alta. Algunos granos gruesos pueden ser usualmente observados en la zona, sin que implique relevancia dramática en la mayoría de los casos. Los metales bases que han sido conformados por trabajo en frío, la recristalización y el crecimiento del grano dan lugar a la suavización del área afectada por el calor, de esta

30 forma una distinta área afectada por el calor resulta donde el tamaño de grano es claramente más grande que en el metal base. 2.3.2. Formación de ferrita. Un factor a tener en cuenta en el proceso de soldadura en los aceros austeníticos es el contenido de la ferrita en la microestructura, ya que esta influye en la presencia de microfracturas en el material. El contenido de ferrita no debe ser demasiado alto ya que esto puede generar una resistencia al impacto inferior a la deseada. Se ha señalado que para el uso aceros inoxidables austeníticos a baja temperatura, este debe tener un porcentaje de ferrita entre 4 y el 10%. El contenido de ferrita en la unión soldada depende de la composición del metal base y por otra parte de la composición del metal de aporte depositado, según estudios realizados por Schaeffler y seguidos por Delong donde se obtuvo un diagrama en el que se relaciona los equivalentes de níquel y de cromo, con línea que muestra el porcentaje de ferrita. Este diagrama se ilustra en la figura 7. Figura 7 Diagrama constituido para el metal de soldadura de acero inoxidable

(Fuente: Metal Progress Data Book)

Esta herramienta gráfica es utilizada para calcular la microestructura del depósito de soldadura y la composición del metal de aporte requerido para obtener una cantidad preescrita de ferrita en el depósito. El diagrama también muestra la forma en que la microestructura del depósito de la soldadura es afectada por los elementos de la aleación que constituyen el acero inoxidable, con base en el níquel y el cromo. El grupo de equivalentes del cromo incluye al cromo y a los efectos de elementos como molibdeno silicio y columbio. Para el grupo de equivalentes del níquel se tiene al níquel y a los efectos de elementos como el carbono y el manganeso. Las siguientes son las fórmulas a utilizar para calcular los equivalentes del níquel y el cromo en la aleación del acero inoxidable: Equivalente de níquel = % Ni + 30% C + 0.5 % Mn

31 Equivalente de cromo = % Cr + % Mo + 1.5% Si + 0.5% Cb El primer paso para utilizar estas gráficas es calcular el valor de equivalente de níquel y de cromo dichos valores se marcan sobre las coordenadas del diagrama y se localiza un punto, a partir del cual se tendrá una microestructura que será la prevista para un deposito de esa composición. 2.3.3. Precipitación. A temperaturas comprendidas entre 600 a 800º C, se produce en los aceros inoxidables austeníticos una precipitación de carburo de cromo que se reparte en las juntas de los granos. Esto provoca dos fenómenos importantes, el primero de ellos se fundamenta en la aparición de carburos de cromo, que conlleva una disminución de Cr para poder formar la película protectora de óxido de cromo, que protege al material de efectos de corrosión. El segundo fenómeno es la heterogeneidad química en la unión, facilitando de igual modo la corrosión intergranular. El proceso de precipitación ha sido objeto de diversos estudios que se unifican al establecer la influencia de tres factores importantes: el contenido en carbono del acero, la temperatura de calentamiento y la duración de este calentamiento. En la figura 8 basados en los estudios desarrollados de Viualle y Van Den Bosh, se muestra la influencia combinada de la temperatura y el tiempo. Donde el eje de ordenadas se denomina susceptibilidad s, que se refiere a la cantidad de carburo precipitado, el eje x el tiempo (t) y por último el eje y la temperatura Ө. Para el análisis de este diagrama se tendrá como dato primario un acero inoxidable austenítico con un contenido de carbono superior a 0.02%, esto garantiza que el acero sea sensible a la precipitación. Se tiene entonces que para este tipo de aceros existe una temperatura inferior a Ө0, para la cual se tiene una velocidad de difusión del carbono nula, en consecuencia se tiene que

no puede existir formación de carburo de cromo al igual que a una temperatura superior Ө1, que es la temperatura de saturación de carbono en el hierro γ (Austerita), donde se tiene entonces que a estas dos temperaturas, la modificación de su resistencia a la corrosión es nula. Cuando se tiene una temperatura intermedia Өi, se produce la precipitación de carburo de cromo, donde los primeros carburos forman puntos aislados, de igual forma se tiene un aumento de la susceptibilidad s, cuando los carburos precipitados se reúnen, donde es necesario mantener el metal a esa temperatura en un cierto tiempo t i. Por otra parte en el diagrama también se puede observar que para una determinada temperatura, la susceptibilidad se produce después de un tiempo t 0 y después de esto tiene un crecimiento progresivo, hasta donde llegará a un punto donde la austenita se rehomogeniza por la difusión del cromo, en consecuencia la susceptibilidad empieza a decrecer hasta anularse después de haber pasado por un punto máximo.

32 Figura 8 Influencia de la temperatura ө y del tiempo t, sobre los carburos en los aceros austeníticos al cromo.

(Fuente: Soldadura por Arco. L Mendel 1981)

En el periodo comprendido por Ө 0 y Ө1, se ubica el campo de susceptibilidad granular correspondiente al tiempo de mantenimiento t 0,, de igual forma también se podría establecer los límites de susceptibilidad en el plano temperaturas-tiempos para tiempos de mantenimiento t1, t2, tn. En el estudio realizado por Vialle y Van Den Bosh se encontraron que para tiempos de mantenimiento de 30s a 2h, el intervalo de variación fue de 600 a 900 ºC. Para un tiempo de mantenimiento más largo (1000 h), el intervalo se desplaza desde 470 a 640ºC, situación que se esquematiza en la figura 9. En el proceso la influencia del carbono es preponderante, influencia que comienza a ser notoria a partir de contenidos de carbono de 0,02 %, límite que se aleja si el tiempo de mantenimiento disminuye o si los períodos de calentamiento o enfriamiento son muy rápidos, como es el caso particular de las soldaduras. En la figura 10 se muestra la variación de la susceptibilidad s en función del contenido de carbono del acero, para un calentamiento determinado de 1.000 h. De la figura 10 se deduce entonces que la susceptibilidad es nula para un contenido de carbono menor al 0.02%. Existen otros factores que favorecen el proceso de precipitación como son: el laminado en frío que reduce de manera notable el dominio de susceptibilidad, y por otra parte el tamaño de grano de la austenita.

33 Figura 9 Para una temperatura de calentamiento prolongado 1000 h, entre 470 y 650 º hay desplazamiento hacia las bajas temperaturas (Fuente: Soldadura por Arco. L Mendel1981) Figura 10 Influencia del contenido de carbono en el acero inoxidable sobre la precipitación, para un calentamiento prolongado de 1.000 h. (Fuente: Fuente: Soldadura por Arco. L Mendel 1981)

2.3.4. Carbono Equivalente. A fin de clarificar el complejo rol de los elementos de aleación en las cinéticas de transformación en los aceros, expresiones empíricas de carbono equivalente se utilizan

en soldadura que contienen diferentes cantidades de elementos de aleación. Estas expresiones deben tomarse como un índice de templabilidad, que estiman la influencia de

34 los distintos elementos en el comportamiento del acero frente a las transformaciones con relación al carbono al carbono. Las distintas expresiones incorporadas a lo largo de los años se basan en distintos criterios como la dureza de la ZAC, la temperatura de fin de transformación o la tenacidad de la ZAC. Sin embargo, los índices desarrollados sobre la base de diferentes ensayos de fisuración en frío son los que han encontrado mayor aplicación. Se ha observado que pequeñas variaciones del contenido de carbono pueden tener una fuerte influencia en el desarrollo microestructural del metal de soldadura, especialmente en aquellos casos donde el contenido de carbono medio se mantiene muy bajo. Se ha reportado una sensibilidad creciente de las cinéticas de crecimiento con la disminución del contenido de carbono. Estas observaciones toman actualmente mayor interés dado que la tendencia general es de disminuir el contenido de carbono de los aceros. Los cambios en las propiedades mecánicas siguen la misma tendencia, es decir que dichas propiedades son más sensibles para los menores contenidos de carbono. Estas ideas explican la necesidad de obtener expresiones de carbono equivalente para los aceros con alto contenido de carbono y para los que tienen una baja concentración de dicho elemento. Existen muchas ecuaciones empíricas para determinar el carbono equivalente y a continuación se muestra la más usada. C.E.= %C + %Mn/6 + %Ni/15 + %Cr/5 + %Cu/13 + %Mo/4 Aunque originalmente estas expresiones fueron desarrolladas para evaluar la susceptibilidad del metal base a la fisuración en frío, estas ecuaciones empíricas pueden ser útiles para poner de manifiesto las complejas interacciones entre los elementos de aleación y el comportamiento frente a las transformaciones del depósito de soldadura. El efecto más importante en la soldadura con respecto al carbono equivalente es el endurecimiento del acero, por tal razón, se debe conocer cuanto está presente en la aleación. De acuerdo con este porcentaje de carbono se puede predecir la temperatura de precalentamiento para el proceso de soldadura: • Si el C.E. es menor o igual a 0.45 el precalentamiento es opcional. • Si el C.E. esta entre 0.45 y 0.6 el precalentamiento se hace entre 200 y 400 ºF. • Si el C.E. es mayor a 0.6 el precalentamiento se hace entre 400 y 700 ºF.

35 3. LOS PROCESOS DE SOLDADURA POR ARCO EN LOS ACEROS INOXIDABLES AUSTENITICOS 3.1. PROCESO DE SOLDADURA SMAW. 3.1.1. Fundamentos. En este proceso la unión de las piezas metálicas se logra a través de la aplicación de

calor intenso para lograr la fusión de metal, el cual se produce mediante el paso de una corriente eléctrica, en forma de arco luminoso entre las piezas de metal base y varilla metálica, llamada electrodo, el cual es movido manualmente a lo largo de la unión. Las temperaturas alcanzadas en este proceso están entre los 4.000 y 4.500 ºC. Según la figura 11 el arco provoca la fusión progresiva del metal del electrodo y del metal base, en el punto en el que el arco lo alcanza. En este proceso se establece una mezcla de las partes fundidas y el electrodo de aporte en el proceso. Figura 11 Esquema general del proceso SMAW (Fuente: Manual de Soldadura Eléctrica, MIG y TIG)

En este método se tiene la independencia entre la fuente de calor (energía eléctrica) y la aportación del metal , de este modo se tiene que si se desea mas calor se aporta mas cantidad de metal, sin poder calentar el metal base sin efectuar la aportación. La fusión del metal bajo la acción del arco eléctrico es instantánea y localizada. Por otra parte se tiene un brusco enfriamiento al impedirse la liberación de tensiones de dilatación y de contracción en la unión soldada, originan tensiones residuales.

36 3.1.2. Equipos. A continuación se describe los componentes típicos de un equipo, utilizado en el proceso de soldadura SMAW, que se muestran en la figura 12. Figura 12 Esquema general de equipo para proceso SMAW (Fuente: Manual de Soldadura Eléctrica, MIG y TIG)

3.1.2.1. Maquina de soldadura (fuente de energía). Los equipos de soldadura por arco son aparatos eléctricos cuyas funciones son las siguientes: - Regular la intensidad de la corriente en el proceso de soldadura. - Reducir la tensión de la red a un valor que oscila entre 45 a 100 V. - Realizar las condiciones de alimentación con el fin de permitir el mantenimiento de un arco estable. Por otra parte se pueden clasificar los equipos en el proceso, de acuerdo con el tipo de corriente que utilizan para el proceso: Equipo de Corriente Alterna (CA). Esta clase de equipo esta constituido por un transformador, que convierte la tensión de la red en una tensión de menor magnitud con una alta magnitud de corriente. Este proceso se logra gracias a que en el interior del equipo se posee un bobinado primario y un secundario, devanados sobre un núcleo o reactor ferromagnético. Equipo de Corriente Continua (CC). Estos equipos se clasifican en dos tipos básicos, por una parte los generadores y por otra los rectificadores. En el grupo de los generadores se tiene gracias a la rotación del inducido del equipo dentro de un campo eléctrico, la corriente alterna trifásica es captada por escobillas de carbón, rectificándola y convirtiéndola en una corriente continua. Por otra parte los rectificadores están compuestos por un transformador y un puente rectificar de corriente a su salida. 3.1.2.2. Cables. Los cables están constituidos en su gran mayoría, por alambres de

cobre recocido, que conforman cuerdas flexibles. Estos están recubiertos por compuestos

37 elastómeros que proporcionan al componente resistencia a la abrasión y fricción por rozamiento. Para la escogencia de la sección del cable se debe tener en cuenta, que la longitud de unión de los cables con el equipo de de soldadura, porta electrodo o con la pinza de masa no debe estar por encima de los 15 m de longitud. Por otra parte para los diámetros de los cables a utilizar se debe tener en cuenta los siguientes requerimientos: - Hasta 250 A: cable de 50 mm2 (sección de cobre) - Hasta 400 A: cable de 70 mm2 (sección de cobre) - Hasta 550 A: cable de 95 mm2 (sección de cobre) 3.1.2.3. Pinza Portaelectrodo. Este componente cumple la función de sujetar el electrodo y guiarlo sobre la costura a en el proceso de soldadura SMAW, puede estar fabricada en cobre o latón, metales muy buenos conductores eléctricos, por lo que se calientan lo menos posible, durante el proceso. Una de las principales características que debe poseer la pinza portaelectrodo esta su peso liviano, con el fin de reducir la fatiga excesiva durante el proceso de soldadura. Algunos portaelectrodos son completamente aislados; otros en cambio solo tienen aislamiento en el mango figura 13. Figura 13 Portaelectrodos para SMAW (Fuente www.indura.com )

3.1.2.4. Pinza de Tierra. Este componente, mostrado en la Figura 14, asegura mediante el cable de masa, la conexión eléctrica entre la fuente de soldadura y la pieza a soldar. Este componente cumple una función vital en el proceso, ya que sin la debida conexión a tierra del equipo, el pleno potencial del circuito no producirá el calor requerido para soldar. Figura 14 Pinza de Masa (Fuente: www.solmax.com )

38 3.1.3. Electrodos Desnudos. Este tipo de electrodos están compuestos por una simple varilla metálica, la cual posee una composición similar a la del metal base que se requiere soldar. En la actualidad este tipo de electrodos es de muy poco uso en el proceso SMAW, a causa de la poca calidad de uniones soldadas que se obtienen con este tipo de electrodos, debido a diversos factores como los siguientes: • Debido a los gases contenidos en el ambiente como oxígeno y nitrógeno, se tiene que el oxígeno presente oxida el material y hace el deposito poroso, por otro lado el nitrógeno nitrura el material, haciéndolo duro y quebradizo. • En el proceso con electrodo sin revestimiento se tiene un rápido enfriamiento del metal depositado, lo que origina efectos de temple en la unión soldada. • En la utilización de este tipo de electrodo se tiene dificultad en la estabilización del arco, en consecuencia se tiene muchos problemas al producir el depósito de fusión. 3.1.4. Electrodos Revestidos.

Los electrodos revestidos están constituidos por dos elementos importantes, el primero de ellos es la varilla metálica denominada alma, la segunda parte rodea a la varilla, como una especia de funda, constituida por materiales generalmente no metálicos y de composición compleja, denominada revestimiento. Se puede ver un diagrama del proceso con electrodo revestido en la figura 15. El revestimiento en este tipo de electrodo cumple las siguientes funciones, que darán al proceso la calidad de la junta soldada: • La protección del metal contra los ataques del oxígeno y del nitrógeno sustancias contenidas en el medio ambiente en el proceso de soldadura. • Estabiliza el arco y da la posibilidad de utilizar corriente alterna en el proceso de soldadura SMAW. • Este componente da lugar a la formación de escoria, la cual aparece en la superficie del cordón de soldadura, que lo preserva de la acción del aire y por otra parte retrasa su enfriamiento. • Ayuda a dirigir el arco, hacia la prolongación del electrodo y por otra aparte permite conducir convenientemente el depósito de fusión. • El revestimiento también puede servir para introducir elementos mejoradores en el depósito de soldadura, este caso es de importancia en el caso particular de los aceros inoxidables austeníticos. Para el caso de la soldadura de aceros inoxidables existen dos clasificaciones básicas de electrodos según la norma AWS A 5.4-81, los cuales son el electrodo tipo 15 y el 16. Los electrodos tipo 15 (oxido de Calcio), dan al proceso soldaduras limpias, con bajo contenido de nitrógeno, oxigeno e inclusiones. Las uniones soldadas utilizando este tipo de electrodo tienden a ser mejor resistentes a la corrosión, mayor dureza y mas resistentes a la rotura. Por otra parte se tiene buena penetración y la posibilidad de usarse en todas las posiciones en el proceso, este tipo de electrodos son usados con corriente continua y en algunas marcas puede usarse con corriente alterna.

39 Los electrodos tipo 16 (oxido de titanio), están compuestos por una mezcla de óxidos de titanio y calcio. Estos electrodos estabilizan el arco y logran una buena transferencia de metal, son utilizados con corriente alterna y son los más populares en el mercado. Figura 15 Esquema Soldeo con electrodo Revestido (Fuente: Libro Tecnología de la Soldadura)

Para la designación del electrodo según la AWS en el proceso SMAW tenemos el siguiente ejemplo para el electrodo 308L. • La primera letra E, lo identifica como electrodo, para proceso de soldadura por arco. • 308 identifica el tipo de aleación según AISI. • L o grado bajo en carbono. Tabla 1. Electrodos utilizados en Aceros Inoxidables Austeníticos MATERIA BASE AISI ELECTRODO RECUBIERTO AWS 304 E 308 304 L E 308 L 309 E 309 310 E310 316 E 316

316 L E 316 L 317 E 317 317 L E 317 L 321 E 321 347 ER 347 (Fuente: Manual de soldadura por arco )

40 Para la soldadura de aceros austeníticos en el proceso de soldadura SMAW, se tiene una serie de designaciones de electrodos asignadas por la AWS. Los electrodos comúnmente usados en este tipo de aceros inoxidables, se ven en la Tabla 1, dependiendo del tipo de material base a soldar. 3.1.5. PARAMETROS DEL PROCESO DE SOLDADURA Los parámetros fundamentales que rigen el proceso de soldadura GMAW, que darán las características y la calidad de la unión soldada son los siguientes: • Tipo de Corriente Utilizada • Intensidad de Corriente • Longitud del Arco • Diámetro del electrodo • Velocidad de Desplazamiento • Orientación del Electrodo 3.1.5.1. Tipo de Corriente Utilizada - Corriente Continua: Este tipo de corriente fue la primera en utilizarse en este proceso, y se constituyo por mucho tiempo la única posibilidad existente, utilizando este tipo este tipo de energía se tiene un sentido único de circulación de corriente. Existe dos posibilidades de montaje en la utilización de este tipo de corriente en el proceso, como se ilustra en la figura16 la primera es la denominada polaridad inversa, en la cual electrodo esta polarizado positivamente con respecto a la pieza, este configuración es la mas utilizada en el proceso, en esta se logra que el electrodo alcance una mayor temperatura que la pieza de trabajo, que el arco comience mas prontamente y su uso permite un arco mas corto y un valor menor en magnitud de amperaje. Por otra parte en la configuración de directa, se polariza negativamente el electrodo con respecto a la pieza, en este tipo de conexión se tiene un mayor rendimiento, que en la polaridad inversa, con una penetración mas extendida pero menos profunda en el proceso de soldeo, originando menores tensiones por contracción en la unión y menores distorsiones. Para el caso particular de la soldadura de aceros inoxidables austeníticos tenemos que según la norma AWS A 5.4-81, los electrodos que pueden ser utilizados en polaridad directa son E 30815 y E 31015. Figura 16 Esquema general Conexión Directa e Inversa (Fuente: Manual de Soldadura Eléctrica, MIG y TIG)

41

- Corriente Alterna: En este tipo de corriente, tenemos un cambio constante de sentido de la corriente, en esta configuración se tiene una variación sinusoidal de la tensión y la corriente en el arco eléctrico, haciendo que el proceso trabaje en un régimen dinámico, este concepto de régimen es importante a la hora de realizar un estudio de las características del arco, establecido en corriente alterna. La característica dinámica dependerá de la velocidad de cambio de la corriente (frecuencia), debido a la naturaleza sinusoidal de la corriente, se tiene que el arco eléctrico se extingue, debido a que un instante de tiempo el valor de la corriente en el proceso es cero, si embargo gracias a que esto sucede en un intervalo muy pequeño de tiempo, se tiene que el plasma del arco logra mantener una temperatura muy elevada en el proceso, mientras que ocurre el reencendido del arco eléctrico. En el proceso de soldadura SMAW con corriente alterna tenemos que al aumentar la frecuencia de la corriente, se obtiene un arco más estable, en operaciones normales se tiene frecuencias de 50 Hz, con posibilidades de obtener mejores resultados utilizando frecuencias de 150, 180,240 o 450Hz. Por otra parte se tiene que para garantizar el arco en el proceso, es necesario contar con revestimientos o fundentes, que garantizar un alto grado de ionización, entre estos elementos se pueden nombras el potasio, el sodio y el calcio. 3.1.5.2. Intensidad de la corriente. Este concepto puede definirse como el consumo de electricidad, o la cantidad de electricidad que pasa por un segundo por un conductor. El aumento de este parámetro originara un incremento en la velocidad de fusión en el proceso. Los fabricantes de electrodos a menudo suelen indicar los rangos recomendados de intensidad de corriente para una determinada diámetro y referencia de electro. En el caso de los aceros inoxidables austeníticos, se tiene una resistencia mayor a la corriente mayor que los aceros comunes, este factor sumado al hecho de que una excesiva intensidad de corriente sobrecalienta el recubrimiento del electrodo, causando una perdida en la fuerza del arco y dificultad en dirigir el arco cerca de la punta, de esta forma el manejo en el proceso implica mayor capacidad de maniobra por parte del soldador, en comparación con los aceros comunes. La velocidad de fusión del electrodo en general esta regulada mediante la variación de la intensidad de la corriente o la caída de tensión en el cátodo. Para el caso particular de los electrodos revestidos se tiene que la velocidad de fusión, esta limitada a partir del instante en que el se comienza a calentar excesivamente el núcleo del electrodo. 3.1.5.3. Longitud del arco. Este concepto tiene gran relación con el diámetro del electrodo. En el caso de la utilización de electrodo revestido en el proceso, se define arco corto, cuando la longitud de este sea menor o igual al diámetro del electrodo y arco largo

cuando esta por encima en longitud que el diámetro del electrodo. En el arco corto se tiene mayor estabilidad en el proceso, garantizando una soldadura regular hasta el final de la operación, en el segundo caso de arco largo se tiene inestabilidad en el proceso, ya que la fusión del electrodo se realiza con irregularidad, formando gotas que caen al baño de fusión que tienden a oxidarse con facilidad, obteniéndose una soldadura porosa y una superficie de cordón no uniforme.

42 3.1.5.4. Diámetro del electrodo. Este parámetro esta dado en los electrodos revestidos, por el diámetro del alma de los mismos, Los diámetros de los electros encontrados en el comercio, expresados en milímetros son los siguientes 1,6; 2; 2,5; 3,25; 4; 5; 6,3. Por otra parte se tiene el concepto de espesor de revestimiento en el electrodo revestido, donde se distinguen los siguientes grupos de electrodos: - Electrodos con revestimiento delgado. - Electrodos con revestimiento semigrueso. - Electrodos con revestimiento grueso. Cuanto más grueso es el revestimiento se tendrá una mejor calidad del metal depositado en el proceso de soldadura SMAW. Por otra parte se debe tener especial cuidado en la ubicación concéntrica del alma del electrodo con el revestimiento del mismo, ya que una ubicación errónea, provoca en el momento de aplicación de la soldadura, la formación de un pico o bisel, que estorba la operación. El diámetro del electrodo esta relacionado como parámetro del proceso, con la longitud del arco eléctrico, como indicador de existencia de arco corto o arco largo en el proceso de soldadura SMAW. 3.1.5.5. Velocidad de desplazamiento. Este parámetro constituye la posibilidad de obtener un cordón parejo en el proceso de soldadura SMAW, al ser este un proceso manual, el soldador deberá estar capacitado, para poder obtener una velocidad de avance constante en el proceso. Si en el proceso se tiene una velocidad de avance alta. La costura puede quedar muy débil, con poco material de aporte en la unión soldada, y si obtenemos una velocidad de avance lenta, tendremos una sobrecarga de material de aporte en el proceso. 3.1.5.6. Orientación del electrodo. El electrodo en el proceso de soldadura debe desplazarse en un plano perpendicular con respecto a la unión a soldar, cuando se trata de una unión en ángulo el desplazamiento del electrodo se efectúa en el plano bisector de la unión, existen dos casos excluyentes para estas reglas, los cuales son: - Unión de piezas de espesor diferente. - Recargue con pasadas estrechas Por otra parte el ángulo que debe formar el electrodo con la dirección de avance del mismo, por lo general es de 60º a 70º, pero puede existir variaciones que van de 45º a 90º, esto dependerá del tipo de electrodo y la forma de la junta usada en el proceso.

En todas las circunstancias se tiene que, el cordón debe establecerse “halando” de el y no al contrario, de esta forma se evita obtener una inclusión de escoria en la soldadura.

43 3.1.6. Ventajas y desventajas del proceso Las principales ventajas de este proceso son: • El equipo necesario para el proceso de soldadura SMAW, es relativamente sencillo, con un precio en el mercado bajo con respecto a los equipos utilizados en procesos de soldadura diferentes y posee características que lo hacen portátil. • En este proceso no se requiere protección con gas auxiliar, ni un fundente granulado, para poder realizar el procedimiento de soldeo. En este caso particular de proceso se tiene la posibilidad de contar con electrodos revestidos que proporcionan, mecanismos para proteger el baño de metal contra una oxidación perjudicial durante el proceso de soldeo. • Este proceso en comparación con los procesos de soldadura por arco protegidos con gas, posee una menor sensibilidad al viento y las corrientes de aire. • El equipo para este proceso puede ser utilizado en espacios reducidos, lo que amplia las posibilidades de uso de este sistema en tareas de campo. Las desventajas del proceso son: • Los electrodos revestidos deben poseer un manejo adecuado, que estará enfocado a aislarlos de la humedad en el ambiente, ya que el hidrogeno generado puede ocasionar en el caso de la soldadura de acero inoxidable austenítico, porosidad en la unión soldada, por esta razón se deben almacenar en gabinetes con calefacción a la temperatura que recomiende el fabricante, ya que para cada tipo de recubrimiento se tiene una temperatura determinada. • Tratándose de un proceso manual se tiene una productividad baja con respecto a los demás procesos de soldadura por arco. 3.2. PROCESO DE SOLDADURA GMAW Este proceso de soldadura de arco, data sus principios de aplicación en el año de 1940, cuando se otorgó una patente que relacionaba un sistema que alimentaba electrodo de alambre en forma continua, para la realización de soldadura con arco protegido por gas, este primer paso, conllevó a lo que hoy en día se denomina proceso GMAW (siglas en inglés de Gas Metal Arc Welding). El proceso estuvo disponible comercialmente apenas en 1948, utilizado en una primera etapa en procesos de soldadura para aluminio. Actualmente este proceso de soldadura es uno de los más importantes dentro de la industria. 3.2.1. Fundamentos. El proceso se basa en la soldadura por arco eléctrico y protección con gas, donde es necesario el calor producto del arco eléctrico, generado entre un electrodo consumible y el metal a soldar. El electrodo en este proceso, es un alambre macizo, desnudo, cuya

44 alimentación se hace de forma continua y automática, convirtiéndose en el metal depositado según se consume en el proceso. En el proceso como se ilustra en la figura 17, el electrodo, arco, metal fundido y zonas adyacentes del metal base, son protegidas de la contaminación de gases atmosféricos, por medio de una corriente de gas que se aporta a la tobera de la pistola, ubicada concéntricamente al electrodo. En este proceso de soldadura se puede encontrar el proceso MIG (Metal Inert Gas), sigla universalmente aceptada, cuando se utiliza como protección un gas inerte, y el proceso MAG (Metal Active Gas), donde se utiliza un gas activo. Una de las principales ventajas son las velocidades elevadas del proceso, de esta forma se convierte en un proceso de gran utilización en métodos automáticos de soldadura en los aceros al carbono y en los aleados (en especial los aceros inoxidables). El campo de acción preferencial de este proceso esta dado en espesores medios y grandes, donde se precisa el empleo de metal de aporte. Figura 17 Esquema De Soldeo Por Arco Con Gas De Protección. (Fuente: manual de soldadura elétrica MIG TIG)

3.2.2. Equipos. A continuación se describe los componentes típicos de un equipo, esquematizados en la figura 18, utilizado en el proceso de soldadura GMAW. 3.2.2.1. Fuente de energía. La fuente de energía en el proceso GMAW, está compuesta por un transformador y un rectificador, cuya función principal es mantener en una tensión determinada el equipo, independiente de la intensidad con la cual se esté soldando. La intensidad de la corriente en el equipo esta determinada por la velocidad de alimentación del hilo (electrodo consumible) en el proceso.

45 Figura 18. Esquema general de equipo para proceso GMAW (Fuente: Manual de soldadura elétrica manual soldadura mig- mag)

3.2.2.2. Caja de Alimentación. En este componente del equipo, se ubican los siguientes elementos: - La bobina de hilo (electrodo consumible). - Motor de arrastre y los rodillos, para alimentación hacia la pistola. - La electrovávula de paso de gas, regulación de gas hacia la tobera. - Los elementos de control de mando y regulación de los parámetros de soldadura: � Control de intensidad. � Control de alimentación del hilo. � Temporizador: tiempo de soldadura y tiempo de enfriamiento. En general tenemos que este componente dispone de un sistema de variación de velocidad para avance del alambre, así como una válvula magnética para el paso de gas. El mando de inicio y parada de alimentación esta ubicado en la pistola de equipo, y en la mayoría de los equipos se tiene que la velocidad de alimentación del alambre es constante, es decir se la velocidad es determinada antes de iniciar el proceso de soldeo y

permanece constante durante la operación. El alambre de aporte empleado está dado en diámetros de 0.6, 0.8, 0.10, 0.12, 1.6, 2.0, 3.0 y 3.2 mm., y son suministrados en bobinas diseñadas para acoplar directamente a los sistemas de alimentación de los equipos. Para poder garantizar una alimentación suave y uniforme el embobinado debe estar dispuesto en capas perfectamente planas, por otra parte es necesario que durante el suministro, exista una cierta holgura entre la bobina y la vuelta que se esta desenroscando. 3.2.2.3. Cilindro del gas de protección. El principal objetivo del gas de protección esta dado en el papel de proteger el metal fundido, de la contaminación de la atmósfera circundante. El gas protector utilizado, esta almacenado en un cilindro independiente del equipo, donde se tiene que el color de este indicara el gas contenido.

46 Existen diversos factores para la escogencia del gas de protección a utilizar, entre dichos factores se listan los siguientes: - Material a soldar - Velocidad de soldadura - Modo de transferencia de metal de aporte - Penetración - Forma del cordón - Precio del gas En el caso particular del proceso MIG se tiene la utilización de gases inertes tales como el Argón y el Helio (Ar y He), por otro lado en el proceso MAG los gases utilizados son gases activos tales como CO2 y O2. 3.2.2.4. Pistola de soldadura. En este componente se ubican el pulsador central de mando y dos boquillas concéntricas al sistema. La boquilla exterior cumple la función de canalizar el gas, la boquilla interna proporciona el contacto eléctrico a la punta del alambre para la realización del arco una pistola típica para el proceso GMAW puede verse en la figura 19. Por otra parte el pulsador cumple las tareas de accionar el paso de la corriente a la boquilla interior, poner en funcionamiento el sistema de alimentación del alambre y abrir la electro válvula de salida de gas Figura 19 Esquema de pistola para proceso GMAW (Fuente: Manual de soldadura elétrica manual soldadura mig- mag

47 3.2.2.5 Reductor de presión y caudalímetro. Estos elementos permiten regular la presión del gas, para poder obtener una caudal adecuado del mismo, parámetro de gran importancia en el proceso, ya que cuando se tiene un caudal de gas muy bajo la cantidad de gas de protección es insuficiente en el proceso; por otro lado si se tiene un caudal de gas muy alto, se producirán turbulencias y formación de remolinos en el gas, afectando

notablemente la calidad de la unión soldada. Para condiciones normales de operación se tiene que el caudal de gas protector debe ser 10 veces aproximadamente el diámetro del hilo. De esta forma se tiene que: Caudal = Ø hilo x 10 3.2.2.6 Manguera. A través de este elemento se transporta el alambre, la corriente de soldadura y el gas protector. Entre sus consideraciones de operación no permitir que se enrolle en exceso, con el fin de evitar interrupciones de alambre de aporte en el proceso de soldadura. 3.2.3. Modos de transferencia del metal. Los estudios realizados sobre el proceso GMAW, demuestran la existencia de 4 formas diferentes de transferencia de metal sobre la pieza a soldar. Estas formas de transferencia son por proyección o pulverización, por corto circuitos sucesivos, por transferencia globular y transferencia por arco pulsado. Estos modos de transferencia en el proceso dependen principalmente de la densidad de la corriente que circula por alambre de electrodo de aporte y de la composición química del gas protector. 3.2.3.1 Transferencia por Corto Circuito Sucesivo. En este modo de transferencia, el metal se transfiere del electrodo a la pieza, en el instante en que el electrodo entra en contacto con el metal fundido depositado en el proceso. En este tipo de transferencia se emplean tensiones e intensidades de pequeña magnitud, obteniéndose de esta forma una escasa potencia calorífica, proceso aplicado a los menores espesores, en las soldaduras de posición vertical y las pasadas de fondo en las soldaduras en chaflán, regulándose el avance del hilo de tal forma que la velocidad de fusión sea inferior a la de descenso en el baño de soldadura. En este proceso ilustrado en la figura 20 el arco se encuentra seccionado continuamente y el corto circuito se produce por el contacto entre el alambre y la pieza, en una frecuencia de 50 a 200 cortos por segundo, interrumpiéndose el arco en cada uno de ellos. Los parámetros que se obtienen en este tipo de transferencia oscilan en voltaje de 16 a 22 V, intensidad de corriente de 50 a150 A. Este método se reconoce por que el arco en el proceso es corto, suelen aparecer proyecciones y existe un zumbido característico. 3.2.3.2 Transferencia por Proyección o Pulverización. En este tipo de transferencia de metal se tiene una serie de pequeñas gotas, con un diámetro menor o igual al alambre del electrodo, que se desprenden del alambre de aporte, y atraviesan el arco eléctrico, hasta llegar a la pieza como se ilustra en la figura 21.

48 Figura 20 Esquema de Transferencia Por Corto Circuitos Sucesivos (Fuente: Manual de soldadura elétrica manual soldadura mig- mag) Figura 21 Esquema de Transferencia Por Proyección o Pulverización. (Fuente: Manual de soldadura elétrica manual soldadura mig- mag)

Las tensiones del arco, las intensidades de de corriente y la potencia calorífica, resultan

elevadas en este tipo de transferencia y esta dispuestas en procesos en los que se involucran piezas de medianos y grandes espesores. Los gases utilizados en el proceso GMAW que favorecen este tipo de transferencia son los gases inertes. 3.2.3.3. Transferencia Globular. En este modo de transferencia el metal se transfiere por medio de gruesas gotas, de un tamaño mayor al de el alambre que caen en al baño de fusión por su propio peso, como se ilustra en la figura 22. Este tipo de método de

49 transferencia no suele tener aplicaciones tecnológicas, debido a que se tiene gran dificultad de controlar el metal de aportación y por otra parte puede provocar faltas de penetración y sobreespesores elevados. Los parámetros establecidos en este método en general son en voltaje de 20 a 35 V, intensidad de corriente de 70 a 255 A. Figura 22 Esquema de Transferencia Globular. (Fuente: Manual de soldadura elétrica manual soldadura mig- mag)

3.2.3.4 Transferencia Por Arco pulsado. Este tipo de transferencia se basa en el modo de transferencia de proyección, que se produce por pulsos a intervalos regularmente espaciados, en lugar de ocurrir al azar como el método de proyección, como se ilustra en la figura 23. Figura 23 Esquema Por Arco Pulsado. (Fuente: Manual de soldadura elétrica manual soldadura mig- mag)

50 Este método de transferencia se obtiene al utilizar una corriente pulsada, que procede de la composición de una corriente de baja intensidad, denominada corriente de fondo o base, y un conjunto de pulsos de intensidad elevada. La intensidad sirve para precalentar y acondicionar el alambre y la corriente de pico hará saltar la gota al baño de fusión. La importancia de este método radica en la reducción de calor aplicado en el proceso con respecto al método de proyección, lo cual posibilita soldar piezas de espesores pequeños. La obtención de menores deformaciones y poder soldar en todas las posiciones. Por otra parte se da la posibilidad de utilizar diámetros mayores de alambres y la reducción de proyecciones. 3.2.4. Parámetros del proceso de soldadura. Los parámetros fundamentales que rigen el proceso de soldadura GMAW, que darán las características y la calidad de la unión soldada son los siguientes: • Intensidad de Corriente • Polaridad • Tensión de Arco • Diámetro • Velocidad de Alimentación del Electrodo • Composición y Consumo de Gas Protector • Longitud del Electrodo • Velocidad de Soldadura • Angulo de Inclinación de la pistola. 3.2.4.1. Intensidad de corriente. La variable de corriente en el proceso de soldadura,

determinará las dimensiones del cordon en el proceso de soldadura. Por otra parte este factor en el proceso, tiene gran relación con la velocidad de alimentación del alambre (electrodo), de esta forma se tiene que cuando existen velocidades de alimentación altas, se tendrá una mayor intensidad de corriente en el proceso, igual relación existe entre la tasa de de deposición, que al tener una mayor magnitud de intensidad de corriente, se producirá el proceso de fusión de una manera mas rápida, y por consecuencia una tasa de deposición mas alta en el proceso de soldadura. 3.2.4.2. Polaridad. En general en el proceso GMAW, se emplea únicamente la corriente continua con polaridad inversa (DC+), de esta forma se tiene que el alambre de aporte conectará al polo + en el proceso. La razón fundamental de este montaje en el proceso, se debe a que de esta manera se obtiene un arco estable, pocas proyecciones, con una buena transferencia de metal de aportación y un cordón de muy buenas características y gran penetración. La no utilización de la polaridad directa (DC -), se debe a que de esta forma se obtendría solamente transferencia globular en el proceso.

51 3.2.4.3. Tensión de arco. Este parámetro de proceso, se distribuye en una primera etapa desde la fuente al alambre, y en una segunda de manera no uniforme desde la prolongación del alambre y el arco, en esta etapa se tiene que el 90% de la energía esta concentrada en el arco, mientras que el 10% restante se encuentra en el alambre, en consecuencia se tiene que a medida que aumente la longitud del arco, mayor será la tensión. En la figura 24 podemos ver a distribución de la tensión en el arco. Figura 24 Distribución de la Tensión en el Proceso. (Fuente: manual de soldadura por arco)

3.2.4.4. Diámetro. Los pequeños diámetros de los alambres que constituyen el electrodo de aporte en el proceso, hacen que la relación superficie y volumen sea muy alta, en consecuencia la limpieza jugara un papel muy importante en el proceso, ya que partículas pequeñas de polvo, gras etc., pueden suministrar una importante cantidad en relación con el volumen aportado. Debido a los pequeños diámetros de los alambres combinados con una intensidad de soldadura bastante elevada, se tiene una velocidad de alimentación del electrodo alta, que en el caso de los aceros inoxidables puede llegar a 236 m/min. El diámetro del alambre electrodo se elige en función de los datos constructivos y tecnológicos de la unión (espesor de las chapas, dimensiones de la costura, posición de la soldadura, etc). En el caso específico de la soldadura de chapas de espesor pequeño, se utiliza alambres de pequeño diámetro, por lo que el arco tiende a funcionar de una manera más estable disminuyendo las salpicaduras. Para los diferentes diámetros de alambres electrodos se recomienda determinados límites de intensidad de corriente, mediante los cuales se garantiza un funcionamiento estable

del proceso con el gas utilizado. 3.2.4.5. Velocidad de alimentación del electrodo. Para mantener una buena calidad en la soldadura es determinante tener constante la velocidad de alimentación en el proceso, para esto se debe garantizar la correcta alimentación del alambre constante y sin deslizamiento en los rodillos de arrastre.

52 La mayoría de los sistemas son de empuje, en los que el alambre es alimentado desde un carrete por medio de rodillos. Cuando la distancia entre la fuente de energía y la pistola es muy grande puede ser difícil alimentar el hilo y se utiliza un sistema de arrastre. En este sistema la pistola del equipo cuenta con un sistema de rodillos, que tiran o arrastran el alambre, evitando atascamientos a lo largo del recorrido. Por otra parte se da la existencia de una combinación de los dos sistemas arrastre y empuje, en el que se tiene dos rodillos empujando directamente la bobina en la fuente y otros dos rodillos arrastrando en la pistola del equipo. 3.2.4.6. Composición y consumo del gas de protección. Los gases utilizados en el proceso GMAW, tanto en el MIG y MAG son los siguientes: - CO2 (Dióxido de Carbono) - Ar (Argón), He (Helio) o Ar +He - Ar + CO2 o He + CO2 - Ar + O2 ( 1-10% de Oxigeno) - Ar + O2 + CO2 - Ar + He + CO2 - Ar + He + CO2 + O2 Para el caso especial de los aceros inoxidables austeníticos se tiene la utilización de gases inertes y mezclas de Ar+ CO2 y Ar+O2. En el proceso MAG una de las mezclas mas utilizadas es de Ar + CO2 (aplicada a aceros inoxidables austeníticos), utilizándose generalmente con transferencia en spray. Para la soldadura de aceros inoxidables en el proceso MIG, se recomienda efectuar el proceso, utilizando una mezcla de Argón con 2 a 3% de oxigeno o 3-5% de dióxido de carbono. Utilizando estas mezclas se logra reducir la intensidad de la corriente en que se modifica el transporta de gotas gruesas a finas, con lo que se mejora la formación del cordón y disminuyen las salpicaduras. En la figura 25 se observa esquemáticamente las diferencias que se establecen al utilizar gases diferentes en el proceso de soldadura. Figura 25 Influencia de los gases de protección en el proceso GMAW (Fuente: Enciclopedia de la soldadura)

Por otra parte se tiene que para el caso particular de la transferencia por proyección (arco largo), en todas las posiciones menos en la vertical en aceros inoxidables austeníticos se

53 utiliza argón con 1,2 a 5 % de oxigeno, siendo la misión de este ultimo mantener una atmósfera suficientemente oxidante para impedir el aumento de contenido de carbono del metal depositado, fenómeno muy desfavorable para obtener una buena calidad en la soldadura.

En la transferencia por cortos circuitos (arco corto), en todas la posiciones, incluyendo la vertical, en una sola pasada o para pasada de fondo, se utiliza argón con un 25% de CO2 o mezcla de Argón, Helio e Hidrogeno. 3.2.4.7. Longitud del electrodo. En este parámetro se establece que el extremo libre del alambre es la distancia existente desde el tubo de contacto hasta el extremo del alambre y esta relacionada a su vez con la distancia entre el tubo de contacto y la pieza asoldar, como se ilustra en la figura 26. Este concepto tiene gran importancia el proceso de soldeo y en especial en la protección del baño de fusión. Aumentando el extremo libre del alambre la penetración en el proceso de soldadura se hace mas débil y se tiene un aumento de proyecciones en el área de aplicación, estas pueden taponar el conducto de salida de gas de protección utilizado, esto conducirá a provocar en la soldadura porosidad y contaminación excesiva debido a las falta de protección de gas en el proceso. En la mayoría de casos los fabricantes de equipos utilizados en procesos GMAW, recomiendan longitudes de 6 a13 mm., para transferencia por corto circuito y de 13 a 25 mm. para los demás tipos de trasferencias. Figura 26 Efecto del extremo libre del alambre (Tensión y velocidad de alimentación de alambre constantes) (Fuente: Manual de soldadura elétrica manual soldadura mig- mag)

3.2.4.8. Velocidad de la soldadura. La velocidad de la soldadura para este proceso se encuentra entre 15 y 80 m/h, este parámetro es seleccionado a partir de la productividad que se desea alcanzar en el proceso y la calidad de la formación del cordón.

54 Para el proceso semiautomático se han logrado uniones soldadas de calidad para espesores mayores que un 1 mm. y en uso común se usa para la unión de espesores mayores a 3 mm. Manteniendo constante todos los demás parámetros, si se disminuye la velocidad de soldadura mayor será la penetración de la soldadura, en situación contraria se obtendrá una soldadura irregular. 3.2.4.9. Angulo de inclinación de la pistola. Este ángulo de desplazamiento influye sobre el proceso de soldadura GMAW, cuando se utiliza la técnica de soldeo hacia delante se obtiene una proceso con poca penetración, de un ancho mayor y plano, esta posición por las características anteriormente nombrado se utiliza con frecuentemente para soldar pequeños espesores de placa. La mayor penetración en el proceso se obtiene con desplazamiento hacia atrás con un ángulo de 25º. Y en la mayoría de casos incluyendo la soldadura de aceros inoxidables austeníticos se utiliza en el proceso un ángulo de 5 a 15º. 3.2.4.10. Electrodos. La composición del hilo electrodo debe ser muy similar a la del metal base, en el caso de estudio de los aceros inoxidables austeníticos se tiene que el alambre de aporte debe contener mas elementos estabilizadores como el Mo, Nb y el Ti,

con objeto de compensar las perdidas que pueden producirse durante la soldadura, y un porcentaje de carbono bajo, para prevenir los riesgos de carburación. El electrodo por otra parte debe satisfacer ciertas demandas en el proceso, enfocadas a la estabilización del arco, compartimiento de transferencia de metal y características de solidificación. Para la designación del alambre de aporte, la sociedad americana de soldadura AWS utiliza el siguiente esquema en el proceso GMAW y para el caso particular de aceros inoxidables austeníticos Ejemplo: ER308L Donde se tiene que: E (primer prefijo): Electrodo continuo. R (segundo prefijo): Indica que puede usarse como varilla de aporte en la soldadura GTAW (TIG) o PAW. 308L (tercer prefijo): Material de aporte para acero inoxidable austenítico. La Sociedad Americana de Soldadura AWS ha establecido clasificaciones para los metales de aporte de uso común para los aceros inoxidables austeníticos, estos se ilustran a continuación en la tabla (especificación del electrodo de la AWS edición A 5.9). En la Tabla 2 se tiene la clasificación de los electrodos más comunes en la soldadura de aceros inoxidables austeníticos.

55 Tabla. 2. Tabla de alambres de aporte para Aceros Inoxidables Austeniticos (Fuente: manual de soldadura por arco )

3.2.5. Ventajas y desventajas del proceso Entre las ventajas de este proceso en la soldadura de aceros inoxidables austeníticos podemos encontrar las siguientes: • La posibilidad de realizar el proceso de soldadura en cualquier posición. • La posibilidad de realizar soldaduras largas sin que existan empalmes entre cordones, para así poder evitar empalmes entre cordones y las posibles imperfecciones en estas zonas. • Ausencia de escoria en el proceso, lo cual facilita el proceso de limpieza posterior. • Al tener en el proceso un electrodo continuo se aumenta la productividad del proceso con una tasa de deposición elevada. • El proceso tiene una buena transferencia de elementos a través del arco. • Facilidad de automatización. • Mayores velocidades de soldadura Entre las limitaciones del proceso se pueden contar las siguientes: • El equipo de se tiene que el equipo del proceso GMAW, es mas costoso y mas complejo que el utilizado en el proceso SMAW. • El proceso es sensible al viento y corrientes de aire, esto hace su aplicación al aire libre limitada. 3.3. ROCESO DE SOLDADURA GTAW Este proceso es también conocido como soldadura TIG y fue desarrollada a finales de la década de 1930 para satisfacer la necesidad de soldar magnesio, este tipo de soldadura

es usada en un gran número de aplicaciones hoy en día sin más diferencias que algunos refinamientos. 3.3.1 Fundamentos. El proceso GTAW se hace por fusión la cual se logra al generar el calor necesario para alcanzar la temperatura de fusión manteniendo un arco eléctrico entre un electrodo de

56 tungsteno no consumible y la pieza de trabajo, las temperaturas de soldadura en el proceso GTAW pueden llegar a los 2500 ºC. La principal característica de este proceso es la presencia de un gas inerte, comúnmente argón, helio, o una mezcla de los dos, el cual protege el metal fundido de la atmósfera contaminante. En la figura 27 se puede ver un diagrama del proceso GTAW. Figura 27 Esquema del proceso GTAW (Fuente: Manual de soldadura elétrica MIG TIG)

La razón por la cual se usa un gas inerte es que este no reacciona en el proceso de soldadura y mantiene la zona cercana al metal fundido libre de oxígeno y nitrógeno los cuales si pueden generar reacciones en el metal y afectar sus propiedades. Los gases inertes comúnmente usados son el Helio y el Argón. Para una misma longitud de arco y una misma corriente el Helio necesita un mayor voltaje que el Argón para mantener el arco y a su vez el Helio genera una mayor temperatura por lo cual es más apropiado para soldar piezas con grandes espesores. El Argón se adapta mejor a la soldadura de metales de menor conductividad térmica, poco espesor y en posiciones distintas a la plana. Para soldar aceros inoxidables se recomienda como gas inerte de protección el Argón aunque algunos autores recomiendan mezclas de gases para obtener mejores resultados; una mezcla de 68% de Ar, 30% de He y 2% de H es apropiada para aceros inoxidables austeníticos en todos los espesores, aleaciones de níquel, y es apropiado para soldadura manual y automatizada, el uso de esta mezcla trae ventajas como mejora la penetración, permite aumentar la velocidad de la soldadura, disminuye la oxidación, disminuye los costos por consumo de gas reduce la necesidad de limpiar después de aplicar la soldadura y disminuye algunas emisiones indeseables. También se usan mezclas con argón puro y porcentajes de hidrogeno que van del 1% al 5% las cuales también sirven para aceros inoxidables austeníticos. Una propiedad que favorece la soldadura es la densidad del gas ya que Cuanto más denso sea el gas, mejor será su resultado. El Argón es aproximadamente 10 veces más denso que el Helio, y un 30% más denso que el aire.

57 Cuando el Argón se descarga sobre la soldadura, este forma una densa nube protectora, mientras que la acción del Helio es mucho más liviana y se dispersa más rápidamente. Por este motivo, en caso de usar Helio, serán necesarias mayores cantidades de gas (puro o mezclas que contengan mayoritariamente Helio) que si se utilizara Argón. En la actualidad el argón ha reemplazado al helio ya que además de las ventajas producto de

las mezclas anteriormente mencionadas, el Argón incrementa la temperatura producida, el ancho de la fusión, la velocidad de formación de soldadura reduciendo la tendencia al socavado. El proceso GTAW es usado para soldar aceros inoxidables, aluminio, cobre, y materiales reactivos como el tántalo y el titanio y el rango de espesores que puede soldar es muy amplio y va desde unas milésimas de pulgada hasta varias pulgadas. 3.3.2. Equipo para el proceso: El equipo básico de soldadura para el proceso GTAW puede verse en la figura 28 y consta de los siguientes elementos: • Fuente de potencia (equipo de soldadura) • Pistola para soldadura GTAW • Sistema para proveer el gas de protección • provisión de agua (solo para algunos equipos) • electrodo Figura 28 diagrama de un sistema para soldadura GTAW (Fuente: manual de soldadura elétrica MIG TIG)

3.3.2.1. Fuente de potencia. Las fuentes de potencia para el proceso GTAW son usualmente de corriente continua con una curva voltaje – corriente decreciente aunque los hay con la opción de corriente alterna también. Los adelantos en electrónica han dado

58 como resultado equipos más sofisticados y ligeros. Los equipos del tipo rectificadorinversor son muy compactos y versátiles. Los equipos de soldadura GTAW poseen: • Una unidad generadora de alta frecuencia (oscilador de AF) que hace que se forme el arco entre el electrodo al metal a soldar. Con este sistema, no es necesario tocar la pieza con el electrodo. • Un sistema de electroválvulas el cual permite accionar el equipo conjuntamente el agua y el gas • Algunos poseen un control de gatillo o pedal para la pistola 3.3.2.2. Pistola para GTAW. La pistola sujeta el electrodo que conduce la corriente al arco y provee en medio para conducir el gas de protección del arco y del metal fundido, una pistola típica para GTAW se puede ver en la figura 29. Figura 29 esquema explosivo de los componentes de una pistola GTAW (Fuente: ASM Metals Handbook vol 6)

Pistolas trabajadas a menos de 200 amperios son normalmente enfriados por el gas, y los sistemas de enfriamiento por agua son usados en equipos de operación continua y con corrientes más altas (por lo general en equipos automatizados). El agua suministrada a la pistola recircula a un tanque el cual posee un radiador o un enfriador y allí se le disminuye su temperatura. 3.3.2.3. Electrodos. Los electrodos del proceso GTAW son no consumibles y están compuestos de tungsteno o de aleaciones de tungsteno, el más común es de una aleación de tungsteno y torio (2% ThO 2 – W) cuya denominación AWS es EWTh-2, este

material tiene unas excelentes características de operación y una buena estabilidad. El torio es radioactivo así que se debe tener cuidado al afilar electrodo para no inhalar el polvo del metal. Los electrodos de tungsteno puro son usados para soldadura con corriente alterna y tienen una alta rata de consumo. Los electrodos se clasifican basándose en la composición química. En la tabla 3 se muestra la clasificación de los electrodos. El color es aplicado al electrodo en forma de bandas, puntos o en la parte superior del electrodo. Para el electrodo EWG el fabricante debe especificar el contenido nominal del elemento (tierra rara) aleante.

59 Tabla 3 Clasificación de electrodos para el proceso GTAW Desig. AWS Color Aleante Oxido Aleante % Oxido Aleante EWP verde ,,, ,,, EWCe-2 naranja cerio CeO2 2 EWLa-1 negro lantano La2O3 1 EWTh-1 amarillo torio ThO2 1 EWTh-2 rojo torio ThO2 2 EWZr-1 marron circonio ZrO2 0,25 EWG gris no especificado ,,, ,,, (Fuente: ASM Metals Handbook vol 6)

Los electrodos originalmente no poseen forma. Antes de ser usados se les debe dar forma mediante mecanizado, desbaste o fundido. Los formatos pueden ser tres: en punta, media caña y bola. En la figura 30 se puede ver las posibles formas para los electrodos. Figura 30 Formas posibles para electrodos de tungsteno (Fuente: manual de soldadura elétrica MIG TIG)

La oscilación del arco ayuda en el proceso de soldadura, en la soldadura manual ayuda al control de la soldadura y a que esta se adapte de una mejor forma a los cambios en la junta y en la soldadura con equipos automatizados la oscilación se produce por un movimiento de la pistola; la oscilación permite localizar el calor en lugares precisos, lo cual es conveniente para cuando se sueldan piezas con formas irregulares, y además el numero de pases y la cantidad de calor puede disminuir si se hace oscilación del arco. 3.3.3 Parámetros del proceso. 3.3.3.1 Corriente. La corriente es uno de los más importantes parámetros de cualquier tipo de soldadura debido a que de ella dependen en alguna medida factores como la penetración, velocidad, rata de deposición, y la calidad de la unión. Fundamentalmente hay tres opciones para el tipo de corriente: • Corriente directa con electrodo negativo (DCEN) directa • Corriente directa con electrodo positivo (DCEP) inversa • Corriente alterna Para la soldadura de aceros inoxidables austeníticos se recomienda usar corriente directa con electrodo negativo aunque también se puede usar corriente alterna de alta frecuencia pero no se recomienda usar corriente directa con electrodo positivo.

60 Al usar la corriente directa, se observa que en el terminal positivo se desarrolla el 70% del calor y en el negativo el 30% restante. Esto significa que según la polaridad asignada, directa o inversa, los resultados obtenidos serán muy diferentes y para soldar es mas

conveniente que se caliente la pieza de trabajo mucho mas que el electrodo esta es la razón por la cual se debe usar (DCEN) también resulta mas económico ya que para lograr la misma temperatura en el metal base se necesita aumentar la corriente en un 25% aproximadamente i se conecta el electrodo al terminal positivo. Con polarización inversa, el 70% del calor se concentra en el electrodo de tungsteno. De lo antes dicho, se deduce que con el mismo valor de corriente (amperaje), pero cambiando la polarización a directa, se puede utilizar un electrodo de tungsteno de menor tamaño, favoreciendo ello a lograr un arco más estable y una mayor penetración en la soldadura efectuada. Sin embargo, la corriente continua directa no posee la capacidad de penetrar la capa de óxido que se forma habitualmente sobre algunos metales (ej. Aluminio y aceros inoxidables). La corriente alterna (CA) tiene capacidad para penetrar la película de óxido superficialmente sobre algunos metales, pero el arco se extingue cada vez que la forma sinusoidal pasa por el valor cero de tensión o corriente, por lo que lo consideramos inadecuado. Para solucionar este problema se usa una corriente alterna de alta frecuencia la cual permite mantener el arco encendido aun en el momento del ciclo en que la corriente es cero. Los diámetros de los electrodos se seleccionan en función de la corriente usada en la tabla 4 se pude ver una guía para determinar la corriente admisible para diferentes electrodos. Tabla 4 Corriente admisible para diferentes diámetros del electrodo

corriente (A) diámetro del electrodo Pulg. milímetros hasta 15 0,01 0,25 5 a 20 0,02 0,51 15 a 80 0,04 1,02 70 a 150 1/16 1,59 150 a 250 3/32 2,38 250 a 400 1/8 3,17 350 a 500 5/32 3,97 (Fuente: manual de soldadura elétrica MIG TIG)

En la figura 31 y 32 se pueden ver las diferencias entre la polaridad inversa y la polaridad directa en la soldadura GTAW. Se puede ver que para la conexión con polaridad DCEN se logra una mejor penetración y para cada caso se puede ver la dirección de la corriente.

61 Figura 31 efectos de la polaridad en la soldadura GTAW (a) polaridad DCEN (b) polaridad DCEP (Fuente: ASM Metals Handbook vol 6) Figura 32 configuraciones de la soldadura según la corriente usada (Fuente: ASM Metals Handbook vol 6)

Se puede observar que la corriente alterna ofrece mejores resultados que la conexión con corriente directa electrodo positivo. 3.3.3.2 Gas de protección. Originalmente el proceso GTAW se hacía usando Helio como gas de protección y hoy en día todavía se usa para soldar aluminio y magnesio, pero para la gran mayoría de metales predomina el uso de Argón o de mezclas con altos porcentajes de Argón. El Argón es el gas de protección menos costoso el Argón tiene un potencial de ionización bajo (2.5*10-18 J) lo cual favorece la formación del arco en comparación con otros gases,

62 el Argón es aproximadamente 1.4 veces mas pesado que el aire por tal razón lo desplaza y mantiene protegida al metal liquido. El Helio tiene un potencial de ionización de 3.92*10 -18 J lo cual dificulta la iniciación del arco y la operación a altos voltajes, un voltaje más alto da como resultado una transferencia de calor mayor para una longitud y una corriente dada:

Q = IVT Donde Q es el calor en julios I es la corriente en amperios y T es el tiempo en segundos. - Pureza del gas: la mayoría de materiales pueden ser soldados usando un gas con una pureza de 99.995% o lo que es lo mismo con 50 ppm de impureza dentro de este grupo e materiales se encuentran los aceros inoxidables, pero algunos metales reactivos, como el titanio, molibdeno y tántalo, necesitan gases con un grado de pureza mas alto. - Flujo del gas de protección: el Helio, por ser de menor densidad que el Argón debe ser usado con flujos mayores que el Argón. El flujo típico para el Argón es de 7 litros por minuto y para el Helio es de 14 litros por minuto, aunque en el anexo B podemos ver algunos valores recomendados. - Metal de aporte: el uso del metal de aporte esta determinado por el espesor de las piezas que se van a soldar, si estas tienen un espesor mayor a 3.2 mm. se recomienda usar metal de aporte el cual puede ser suministrado manualmente o automáticamente. El metal de aporte normalmente se suministra frío pero también se puede suministrar calentado en equipos automatizados. Las varillas usadas como material de aporte deben ser del la misma composición que los metales a soldar y por lo general no miden mas de 36 pulgadas cuando su suministro es manual, y la gran mayoría de ellas son de sección transversal redonda. Cuando se usan equipos automatizados y el metal de aporte no se suministra manualmente el sistema va desenrollando el metal de aporte a cierta velocidad la cual es diferente a la velocidad de la pistola. En la tabla 5 se pueden ver algunos valores típicos de estas velocidades. Tabla 5 parámetros recomendados para el proceso GTAW corriente (A) vel pistola

vel del material d aporte rata de deposicion voltaje de arco mm/min mm/min kg/h 300 10 -12 100 - 225 2790 - 9400 1,4 - 4,5 400 11 - 13 150 - 355 4700 - 11300 2,3 - 5,4 500 12 - 15 205 - 510 7490 - 16900 3,6 - 8,2 (Fuente: ASM Metals Handbook vol 6)

63 3.3.4 Recomendaciones en la soldadura GTAW A continuación se darán algunas recomendaciones para realizar la soldadura GTAW de la mejor manera: • Previo a la realización de cualquier operación de soldadura con GTAW, la superficie deberá estar perfectamente limpia. Esto es muy importante ya que en este sistema no se utilizan fundentes que realicen dicho trabajo y separen las impurezas como escoria. • Cortar la varilla de aporte en tramos de no más de 915 mm. Resultan más cómodas para maniobrar. Previamente a su utilización, se deberán limpiar trapeando con alcohol o algún solvente volátil. Aún el polvillo contamina la soldadura. • Si se es diestro, deberá sostener la pistola o torcha con la mano derecha y la varilla de aporte con la mano izquierda. Si es zurdo, se deberán intercambiar los elementos de mano. • Tratar de adoptar una posición cómoda para soldar, sentado, con los brazos afirmados sobre el banco o mesa de trabajo. Se debe aprovechar que este sistema no produce chispas que vuelen a su alrededor. Utilizar los elementos de protección necesarios (casco, lentes, guantes, etc.). A pesar de que la luz producida por la soldadura GTAW no parezca peligrosa, en realidad lo es. Ella posee una gran cantidad de peligrosa radiación ultravioleta. • Se deberá estimar el diámetro del electrodo de tungsteno a utilizar en aproximadamente la mitad del espesor del metal a soldar. • El diámetro de la tobera deberá ser lo mayor posible para evitar que restrinja el pasaje de gas inerte a la zona de soldadura. • Deben evitarse corrientes de aire en el lugar de soldadura. La más mínima brisa hará que las soldadura realizada con GTAW se quiebre o fisure. Además, puede ser que por efecto del viento desvanezca el gas inerte de protección. • Para comenzar la soldadura, la pistola deberá estar a un ángulo de 45° respecto al plano de soldadura. Se acercará el electrodo de tungsteno a la pieza mediante un giro de muñeca (fig. 33). Se deberá mantener una distancia entre el electrodo y la pieza a soldar de 3 a 6 mm (1/8” a 1/4”). Nunca se debe tocar el electrodo de tungsteno con la pieza a soldar. El arco se generará sin necesidad de ello. • Calentar con la pistola hasta generar un punto incandescente. Mantener alejada la

varilla de aporte hasta tanto no se haya alcanzado la temperatura de trabajo correcta. Una vez logrado el punto incandescente sobre el material a soldar, adicionar aporte con la varilla metálica (fig. 34), realizando movimientos hacia adentro y hacia fuera de la zona de soldadura (llamado picado). No se debe tratar de fundir el metal de aporte con el arco. Se debe dejar que el metal fundido de la pieza lo absorba.

64 • Previo a la realización de la costura definitiva, es aconsejable hacer puntos de soldadura en varios sectores de las piezas a soldar. De esta forma se evitarán desplazamientos en la unión por dilatación. Figura 33 forma correcta de iniciar el arco en GTAW (Fuente: Manual de Soldadura eléctrica MIG TIG) Figura 34 manera correcta de suministrar el metal de aporte (Fuente: Manual de Soldadura eléctrica MIG TIG)

• El material de aporte deberá ser alimentado en forma anticipada al arco respetando un ángulo de 10° a 25° respecto al plano de soldadura, mientras la pistola deberá tener un ángulo de 90° respecto al eje perpendicular al sentido de la soldadura y ligeramente caído en el eje vertical (aproximadamente 10°). Es muy importante que el ángulo de alimentación del aporte sea lo menor posible. Esto asegura una buena protección del gas inerte sobre el metal fundido y reduce el riesgo de tocar la varilla con el electrodo de tungsteno. • Realizar una purga de oxígeno del lado trasero del material a soldar. Ello es indispensable para evitar que el metal fundido se cristalice en contacto con la atmósfera. Para lograr desplazar al oxígeno de la parte trasera de la soldadura, se pueden utilizar dos sistemas. Uno consiste en utilizar un flux especial para este tipo de situaciones. Y el otro consiste en desplazar el oxígeno mediante el uso de gas inerte. Para ello, se deberá acondicionar la pieza a soldar según lo ilustrado en la figura 35 La cámara trasera para purga de oxígeno puede ser realizada con cartón y cinta de enmascarar.

65 Figura 35 construcción auxiliar para purga de gases atmosféricos (Fuente: Manual de Soldadura eléctrica MIG TIG)

3.3.5 Ventajas y desventajas del proceso GTAW Estas son las principales ventajas de este proceso • Produce una soldadura de alta calidad y pocas distorsiones • No presenta el salpique • Se puede usar con o sin metal de aporte • Puede ser usados diferentes tipos de fuente de energía • Suelda casi todos metales, incluyendo uniones de metales distintos • Da un buen control del calor en la soldadura Desventajas del proceso • produce ratas de deposición menores que en los procesos de electrodo consumible • Requiere más coordinación de destreza y soldador que en los procesos GMAW y SMAW

• Es menos económica que los procesos de electrodo consumible para espesores mayores a 9.5 mm. • Problemática en los ambientes con corrientes de aire debido a la dificultad in proteger la zona de soldadura apropiadamente. • Se puede presentar inclusiones de tungsteno si el electrodo toca el metal fundido. 3.4. PROCESO DE SOLDADURA FCAW. 3.4.1. Fundamentos. La soldadura por arco eléctrico con electrodos tubulares y corazón de fundente (FCAW) es un proceso de soldadura que utiliza un arco entre un electrodo continuo metálico y la pieza de trabajo. El proceso puede tener una protección proveniente de un fundente contenido en el interior del electrodo tubular, con o sin protección adicional proveniente de una fuente externa de gas. En la figura 36 se puede ver un esquema del proceso FCAW con protección gaseosa. Dentro de lo que es el proceso de soldadura por arco eléctrico con protección gaseosa y alambre tubular, se encuentran tres tipos principales de electrodos. En general se

66 clasifican según el tipo de relleno que lleven en su interior: elementos escorificantes ácidos, elementos escorificantes básicos y sin elementos escorificantes. Figura 36 Proceso FCAW con protección gaseosa (Fuente: ASM Metals Handbook Vol 6)

En la década de los ’80 se desarrolló una nueva familia de electrodos tubulares del tipo ácido para aplicaciones que requieren bajos niveles de hidrógeno difusible en el metal de soldadura. Desarrollos recientes en electrodos FCAW con protección gaseosa, especialmente en pequeños diámetros y para toda posición, aumentaron la utilización de estos consumibles en aplicaciones que requieren bajos niveles de hidrógeno difusible y propiedades de impacto mejoradas. Sin embargo, a pesar de la exitosa aplicación de los alambres tubulares con escoria (ácida, básica y ácido-básica) todavía se necesitaba una mejora en el proceso. Se requería lograr tanto altas velocidades de deposición como alta eficiencia de transferencia. La clave era obtener tanto la alta productividad de los alambres tubulares con escoria manteniendo la alta eficiencia de transferencia de los alambres macizos, así se obtuvieron los alambres tubulares con corazón de fundente El gas de protección generalmente usado es CO 2 o una mezcla Ar-CO2 formando un envoltorio alrededor del arco y el metal fundido que los protege de la contaminación atmosférica. Sin embargo, se puede generar oxígeno de la disociación del dióxido de carbono en monóxido de carbono y oxígeno. El proceso es utilizado para soldar aceros al carbono y de baja aleación, aceros inoxidables y fundiciones de hierro. También se lo usa para soldadura de punto en juntas solapadas de chapas tanto como para recargues duros y superficiales. A su vez, ha encontrado amplia aplicación en fabricación en planta, en mantenimiento y en trabajo de

campo. Es utilizado para producir soldaduras conforme al Código ASME para recipientes

67 a presión, como así también aplicaciones en plataformas y construcciones civiles, bajo las reglamentaciones del American Bureau of Shipping y ANSI/AWS D1.1 Structural Welding Code Steel. Además, recientemente ha encontrado gran aplicación en la soldadura robotizada. 3.4.2. Equipo para el proceso FCAW. En la figura 37 se puede observar un esquema del equipo básico para la soldadura por arco eléctrico con protección gaseosa y alambres tubulares. La fuente de poder recomendada para el proceso FCAW semiautomático es una de corriente continua, la mayoría de estos equipos tienen utilizan menos de 600 amperios, El control de voltaje debe ser capaz de ajustar en incrementos de 1 voltio o menos. Figura 37 Equipo básico semiautomático para el proceso FCAW (Fuente: ASM Metals Handbook Vol 6)

Este equipo debe contar con un alimentador, cuyo propósito es suministrar alambre en forma continua al arco de soldadura a una velocidad constante, previamente ajustada. La velocidad a la que se alimenta el alambre determina la corriente de soldadura que la fuente de poder proveerá. La pistola típica utilizada en este proceso se puede observar en la figura 38 Las pistolas proveen el contacto interno con el electrodo que conduce la corriente de soldadura. La aplicación de la corriente de soldadura y la alimentación del alambre se controlan con un

68 gatillo ubicado en la pistola. Pueden ser refrigeradas por aire o agua. En general las refrigeradas por agua pueden soportar mayores corrientes de trabajo. El hecho de que esta variante del proceso FCAW cuente con protección gaseosa implica la existencia de una fuente externa de gas, un regulador de presión, un caudalímetro y las necesarias mangueras y conectores. Dado que los reguladores pueden congelarse fácilmente y obstruir el paso del gas de protección al utilizar CO2, para evitar dicho problema debe disponerse de calefactores. Se requiere que el gas tenga la pureza para soldadura dado que pequeñas cantidades de humedad puede resultar en porosidad o absorción de hidrógeno en el metal de soldadura. El punto de rocío de los gases de protección debe ser menor que –40°C. Figura 38 Pistola típica utilizada en el proceso FCAW con protección gaseosa (Fuente: INTRODUCCIÓN A LA METALURGIADE LA SOLDADURA)

3.4.2.1. Electrodos. El proceso FCAW debe gran parte de su versatilidad a la amplia variedad de elementos que pueden ser incluidos en el relleno de un alambre tubular. El electrodo usualmente consiste en un fleje de acero de bajo carbono o acero aleado que encierra un relleno de fundente y elementos de aleación. En cuanto a la tecnología de fabricación de los alambres tubulares existen básicamente dos tipos: alambres tubulares sin junta y con junta. En la figura 39 se pueden observar ejemplos de ambos tipos de alambre tubulares. La tecnología utilizada para la fabricación de los electrodos sin junta se basa en un tubo

que es llenado con los polvos que forman el relleno y luego es trefilado a través de matrices que lo llevan al diámetro final. Dado que no tiene junta este tipo de alambre permite el mismo tratamiento electrolítico de cobreado que los alambres macizos. Se caracterizan por tener una baja relación de llenado, lo que tiene una influencia negativa en la productividad de los alambres. La relación de llenado es el peso del relleno expresado como el porcentaje del peso total del alambre.

69 Figura 39 Alambres tubulares con y sin junta (Fuente: Welders Handbook Air products)

Los alambres tubulares con junta pueden tener varias configuraciones, de las cuales el cerrado a tope y el cerrado a solape son las más comúnmente utilizadas. Una diferencia importante entre ambos es la relación de llenado. Los alambres cerrados a tope tienen una relación de llenado de entre 18 y 24%, mientras que en los cerrados a solape oscila entre 30 y 45%. Para el caso de los alambres sin junta la relación de llenado está entre 12 y 14%. Altas relaciones de llenado permiten mayores velocidades de deposición y la cantidad de elementos de aleación en el relleno es mayor. Actualmente, la mayor cantidad de alambres tubulares no aleados o de baja aleación utilizada es de 1,2 mm de diámetro. En cuanto al tipo de relleno que tienen los alambres tubulares, los electrodos que producen escoria ácida son los más comúnmente utilizados, siendo el dióxido de titanio (TiO2) el principal componente de su relleno, junto con SiO 2 y MnO. Además se agregan al relleno otros formadores de escoria, estabilizadores de arco, desoxidantes y elementos de aleación. Los electrodos para FCAW son producidos en un rango de diámetros que va desde 0.8 hasta 3.2 mm. Electrodos para todas las posiciones se encuentran disponibles diámetros de 0.8 mm, 0.9 mm, 1.2 mm, 1.4 mm y 1.6 mm. Electrodos para posición plana y horizontal se encuentran en disponibles en diámetros de 1.6 mm, 2.0 mm, 2.4 mm, 2.8 mm, y 3.2 mm. También existen otros diámetros que son producidos gracias aun acuerdo entre algunos compradores y los fabricantes. Los electrodos FCAW para aceros inoxidables están clasificados bajo la especificación AWS A5.22 la cual les da una designación de la siguiente forma EXXXT-X La E corresponde a electrodo, las tres siguientes cifras corresponden a la composición química del material que es la misma designación AISI (tales como 308, 316) la letra T

70 indica que es un electrodo tubular con relleno y el ultimo dígito indica el gas de protección que se debe usar para determinado electrodo, el - 1 si el gas es CO2 o Ar – CO2 - 2 si el gas es Ar – 2O2 - 3 si es electrodo autoprotegido En la tabla 6 se muestra una guía de los elementos que comúnmente se usan como relleno de alambres tubulares para FCAW.

Tabla 6 Elementos comúnmente utilizados en el relleno de alambres tubulares para FCAW

Elemento Presento como Propósito en la soldadura Aluminio Polvo metálico Desoxidante denitrificante Calcio Mineral Genera protección, forma escoria Carbono Elemento de ferroaleaciones Aumenta dureza y resistencia Cromo Ferroaleacion o polvo Mejora creep dureza resistencia y corrosión Hierro Ferroaleacion o polvo de Fe Metal base o aleante Manganeso Ferroaleacion o polvo Desoxidante evita fisuración Molibdeno Ferroaleacion Aumenta dureza y resistencia Níquel Polvo metálico Aumenta dureza tenacidad y contra corrosión Potasio Mineral Estabiliza el arco y forma escoria Silicio Ferroaleacion o mineral Desoxidante y forma escoria Sodio Mineral Estabiliza el arco y forma escoria Titanio Ferroaleacion o mineral Desoxidante denitrificante y forma escoria Zirconio Oxido o polvo metálico Desoxidante denitrificante y forma escoria Vanadio Oxido o polvo metálico Aumenta resistencia

(Fuente: libro INTRODUCCIÓN A LA METALURGIADE LA SOLDADURA)

3.4.3. Variables del proceso FCAW. 3.4.3.1. Corriente. La corriente de soldadura es proporcional a la velocidad de alimentación del alambre, para un diámetro, una composición y una longitud libre del electrodo dados. En la figura 40 se puede ver la relación entre la velocidad de alimentación del alambre y la corriente de soldadura para un electrodo típico de acero al carbono con protección gaseosa de CO2. Una fuente de potencia de tensión constante del tamaño adecuado se utiliza para fundir el alambre a una velocidad que mantiene constante la tensión de arco (longitud de arco) preajustada. Para una velocidad dada de alimentación del alambre, la corriente de soldadura medida varía con la longitud libre del electrodo. A medida que aumenta la longitud libre del electrodo, la corriente de soldadura disminuye. Al variar la corriente de soldadura, si las demás variables del proceso se mantienen constantes, para un diámetro de electrodo dado, se tendrán los siguientes efectos:

71 - Al aumentar la corriente aumenta la velocidad de deposición del electrodo. - Al aumentar la corriente aumenta la penetración. - Excesiva corriente produce cordones de soldadura convexos con mal aspecto. - Corriente insuficiente produce transferencia de grandes gotas y excesivas salpicaduras. Figura 40 Velocidad de alimentación del alambre vs. Corriente de soldadura, para varios diámetros (Fuente: libro INTRODUCCIÓN A LA METALURGIADE LA SOLDADURA)

3.4.3.2. Tensión de arco. La tensión de arco y la longitud de arco están muy relacionadas. El voltaje indicado en el panel de la fuente es la suma de las caídas de voltaje a lo largo del circuito de soldadura. Esto incluye la caída en el cable, en la longitud libre del electrodo, en el arco, en la pieza y en el cable de masa. Por lo que la tensión de arco será proporcional a lo indicado en el panel si consideramos constantes las caídas en los demás elementos del circuito (incluidas sus temperaturas). La apariencia, la calidad y las propiedades de las soldaduras realizadas con FCAW pueden ser afectadas por variaciones en la tensión de arco. Una tensión de arco demasiado alta (arco demasiado largo) puede resultar en salpicaduras excesivas y en

cordones anchos e irregulares. Con electrodos de acero al carbono esto puede provocar porosidad. Una tensión de arco demasiado baja puede resultar en excesivas salpicaduras y cordones angostos y convexos con baja penetración. La longitud libre del electrodo es la porción de electrodo sin fundir que se extiende desde el arco hasta el tubo de contacto durante la soldadura (stick-out). En la figura 41 se puede ver un esquema donde se indica la longitud libre de electrodo. Esta porción de alambre se calienta por resistencia en forma proporcional a su longitud libre, manteniendo las demás variables constantes. La temperatura del electrodo afecta la

72 energía del arco, la velocidad de deposición y la penetración. También puede afectar la calidad y la estabilidad del arco. El efecto de la longitud libre del electrodo como un factor operativo en el proceso FCAW introduce una nueva variable que debe ser tenida en cuenta en conjunto con las demás variables del proceso y con las condiciones de protección. Manteniendo otros parámetros constantes una longitud libre de electrodo demasiado larga produce un arco inestable y excesivas salpicaduras. Una longitud libre demasiado corta puede causar un arco demasiado largo para un voltaje particularmente ajustado. A su vez puede producir un acumulamiento de salpicaduras en la tobera de la pistola que puede interferir con el flujo de gas, perdiendo efectividad la protección. Muchos fabricantes recomiendan longitudes libres de electrodo de entre 19 y 38 mm. Figura 41 Esquema longitud libre del electrodo (Fuente: libro INTRODUCCIÓN A LA METALURGIA DE LA SOLDADURA)

3.4.3.3 Velocidad de la soldadura. La velocidad de soldadura afecta la penetración y el contorno. A bajas velocidades de soldadura la penetración es mayor que a altas velocidades. Bajas velocidades de soldadura a altas corrientes resultan en un sobrecalentamiento del metal de soldadura. Esto puede dar lugar a la posibilidad de que se produzcan atrapes de escoria o que se funda el metal base. Altas velocidades de soldadura tienden a dar cordones irregulares y con mala apariencia. 3.4.3.4 Caudal del gas de protección. Esta variable afecta fundamentalmente la calidad de la soldadura. Un caudal de gas bajo resulta en una pobre protección de material fundido dando lugar a porosidad y oxidación. Un excesivo caudal de gas genera turbulencia y mezcla con el aire. El efecto sobre la calidad de la soldadura será el mismo que cuando falta caudal de gas, en ambos extremos aumentan las impurezas en el metal de soldadura. El caudal de gas adecuado será función del tipo y diámetro de la tobera de la pistola, de la distancia de la tobera hasta la pieza y de los movimientos de aire en el ambiente donde se realiza la soldadura los valores para el caudal de gas de protección son suministrados por los fabricantes.

73

3.4.3.5 Velocidad de deposición y eficiencia. La velocidad de deposición es el peso de material depositado por unidad de tiempo. Depende de las variables de soldadura tales como diámetro del electrodo, composición del electrodo, longitud libre del electrodo y corriente de soldadura. La eficiencia de deposición es la relación entre el peso de metal depositado y el peso de metal consumido. En electrodos para el proceso FCAW los alambres tubulares con escoria, debido a la producción de escoria y humos, tienen una eficiencia que se encuentra entre 80 y 90%. Para el caso de los metal-cored debido a que la generación de escoria es prácticamente nula y la de humos es significativamente menor, la eficiencia asciende a entre 91 y 96%. Comparado con un alambre macizo del mismo diámetro, la parte conductora de la sección transversal es mucho menor en un alambre tubular, resultando en una mayor densidad de corriente, a igual corriente de soldadura. Además hay un mayor calentamiento resistivo (I2R). Ambos aspectos contribuyen a una mayor velocidad de fundido del alambre tubular. Las mayores velocidades de alimentación del alambre necesarias para acompañar la mayor velocidad de quemado compensa la diferencia de costo entre el alambre macizo y el tubular. 3.4.3.6 Ángulo del electrodo. El ángulo al cual el electrodo es mantenido durante la soldadura determina la dirección a la que la fuerza del arco es aplicada hacia la pileta fundida. Cuando las variables de soldadura están adecuadamente ajustadas, la fuerza del arco puede ser utilizada para vencer el efecto de la gravedad. Cuando se realizan soldaduras con preparación de junta y de filete en posición bajo mano, la gravedad tiende a hacer que la pileta líquida avance delante de la soldadura. Figura 42 Angulo del electrodo (a) ángulo de arrastre (b) ángulo para uniones en T (Fuente: libro INTRODUCCIÓN A LA METALURGIA DE LA SOLDADURA)

74 En este sentido, la fuerza del arco puede ser utilizada no sólo para darle la forma deseada al cordón sino también para evitar atrapes de escoria en el metal de soldadura. Para esto el electrodo debe ser sostenido a un ángulo respecto de la vertical con la punta del electrodo hacia la soldadura. Éste ángulo se denomina ángulo de arrastre. En la figura 42 se puede ver un esquema de la posición del electrodo y el ángulo de arrastre. El ángulo de arrastre depende del método de FCAW, del espesor del metal base y de la posición de soldadura. Para FCAW con protección gaseosa el ángulo de arrastre debe ser pequeño, usualmente entre 2 y 15° y no más de 25°. Si el ángulo de arrastre es mayor la efectividad del gas de protección se pierde. Cuando se suelda en vertical ascendente se puede utilizar un pequeño ángulo de avance del electrodo, inverso al de arrastre. 3.4.4. Ventajas y desventajas del proceso FCAW. La soldadura por FCAW tiene muchas ventajas respecto a la soldadura con electrodo

revestido manual (SMAW), así como ciertas ventajas sobre los procesos de arco sumergido (SAW) y de soldadura semiautomática con alambre macizo y protección gaseosa (GMAW). En muchas aplicaciones el proceso FCAW provee soldaduras de alta calidad a un menor costo con menos esfuerzo del soldador que el proceso SMAW. Es más amigable que el proceso GMAW y más flexible y adaptable que el SAW. • Estas ventajas se pueden enumerar de la siguiente forma: o Metal de soldadura depositado de alta calidad. o Excelente apariencia (soldaduras suaves y uniformes). o Excelente contorno de los filetes horizontales. o Pueden soldarse diversos aceros en un amplio rango de espesores. o Alto factor de operatividad (fácilmente automatizable). o Alta velocidad de deposición (alta densidad de corriente). o Relativamente alta eficiencia de deposición del electrodo. o Ingeniería de diseño de juntas económica. o Arco visible (fácil de utilizar). o Menor limpieza previa que GMAW. o Menor distorsión que SMAW. o Velocidad de deposición hasta 4 veces mayor que SMAW. o Alta tolerancia de contaminantes que puedan producir fisuración. o Resistencia a la fisuración bajo cordón. o Los electrodos del tipo metal-cored producen muy baja escoria con buenas propiedades. o Más económico que GMAW, sobre todo para soldadura en posición a pesar del mayor costo del alambre. o Menor riesgo de defectos de fusión que GMAW. o Menos salpicaduras y sensibilidad a la porosidad que GMAW. o Requiere menor destreza del soldador que en el proceso SMAW • Desventajas del proceso FCAW o Está limitado actualmente a la soldadura de aleaciones ferrosas y base níquel.

75 o El alambre tubular tiene un mayor costo por peso que el alambre macizo, excepto para ciertos aceros de alta aleación. o El equipamiento es más costoso y complejo que el utilizado en SMAW, aunque el aumento de la productividad generalmente compensa su costo. o La fuente de poder y el alimentador de alambre deben estar relativamente cerca del lugar de soldadura. o Para la versión con protección gaseosa, la protección externa puede ser afectada adversamente por vientos. o Debido a la mayor complejidad del equipamiento se requiere mayor mantenimiento que en SMAW. o Se generan más humos que en GMAW y SAW. 3.5. PROCESO DE SOLDADURA PAW. 3.5.1. Fundamentos. Puede ser definido como un proceso por arco con plasma y gas de protección donde la coalescencia de los materiales se logra por medio de la transferencia de calor de un arco creado entre un electrodo de tungsteno y la pieza de trabajo pasa a través de una boquilla fabricada de una aleación de cobre para moldear el arco en forma de cilíndrica. El plasma es formado por la ionización de una porción del gas de plasma. El proceso se puede hacer con o sin la presencia de material de aporte. En la figura 43 se puede ver un

esquema del proceso PAW. Figura 43 Arco moldeado en la boquilla – proceso PAW (Fuente: ASM Metals Handbook Vol 6)

Una vez el equipo está listo, el plasma y el sistema de gas de protección se enciende. Un arco piloto esta encendido entre el electrodo de aleación de tungsteno y la boquilla de aleación de cobre dentro de la pistola. Cuando la pistola se acerca a la pieza de trabajo el arco se traslada al material a soldar y es moldeado por la boquilla y funde el material.

76 El proceso PAW puede ser usado de tres distintos modos que comúnmente se conocen como modo de microplasma que usa corrientes entre 0.1 y 20 A, modo de plasma mediano con corrientes entre 20 y 100 A, y modo se cerradura (keyhole) con corrientes mayores a 100 A. En el modo de plasma medio y microplasma se derrite el material de una manera similar al proceso GTAW en donde se derrite una porción del material sobre el material de trabajo. Y en el modo de cerradura el arco penetra totalmente el material de trabajo formando un agujero o (Keyhole) atravesando todo el espesor, el material fundido fluye alrededor del arco y se solidifica detrás de él a medida que la pistola va pasando la pieza de trabajo. 3.5.2. Corriente de operación. El proceso PAW usa tres modos de corriente: microplasma, plasma de corriente media y cerradura (keyhole) plasma, esta categorización esta basada principalmente en el nivel de la corriente de soldadura. Existe cierto grado de traslape entre los modos de corriente, por ejemplo el modo cerradura puede presentarse con 70 amperios soldando una lamina de 2 mm. de espesor. Hay equipos para corriente mayores a 500 amperios aunque la corriente máxima por lo general no pasa de 300 amperios. Los modos de microplasma y plasma de corriente media son usados espesores por encima de los 3 mm. mientras que el modo de cerradura es usado para espesores mayores y velocidades altas. Figura. 44 tolerancias a la variación de corriente y flujo de gas de plasma según el tipo de corriente Para una boquilla de 2.36 mm de diámetro y un electrodo de 4.8 mm. (Fuente: ASM Metals Handbook Vol 6)

77 Además de operar en el modo DCEN, el proceso PAW, efectuarse usando DCEN con corriente pulsante así como el modo de polaridad variable la cual usa tanto el modo DCEP como DCEN. El modo de corriente pulsante es usado normalmente para corrientes mayores a 100 amperios y para el modo de cerradura. En la figura 44 se puede ver un gráfico que muestra la tolerancia a la variación de la corriente de soldadura y en el flujo del gas de plasma en corriente pulsada y en corriente continua en el modo de cerradura. Las fronteras muestran puntos con una combinación de parámetros donde los defectos especificados probablemente ocurrirán socavado (undercutting), hundimientos (sinkage). El proceso PAW es generalmente usado en aplicaciones de alta penetración donde el

modo de cerradura puede aprovecharse para disminuir el número de pasadas y por lo tanto disminuir también el tiempo de soldadura. El modo de operación de microplasma es usado para soldar piezas de espesor pequeño (hasta de 0.025 mm.) donde la forma especial del arco, característico de este proceso, y la baja corriente usada puede ayudar a controlar la entrada de calor y las distorsiones. 3.5.3. Ventajas y desventajas del proceso PAW. Ventajas del proceso: • la principal ventaja tiene que ver con el modo de cerradura que permite una penetración total en una sola pasada • esta característica de penetración permite reducir la complejidad en la preparación de la junta, en algunos materiales en algunos materiales se puede usar juntas a tope sin bisel en espesores de hasta 12 mm. • El proceso puede producir una soldadura de buena calidad con un numero bajo de pasadas lo cual hace el proceso económico. • La forma cilíndrica del arco permite una mayor tolerancia en cuanto a la variación de de la distancia entre el electrodo y la pieza de trabajo. • El electrodo de tungsteno usado en el proceso PAW esta protegido de la contaminación por la boquilla. • La longitud del arco permite una mayor visibilidad del punto de soldadura donde el metal esta fundido lo cual es importante cuando se suelda manualmente. Desventajas del proceso: • El equipo es costoso comparándolo con su principal rival el proceso GTAW. • Aunque la forma del arco permite una gran penetración también reduce la tolerancia en la distancia entre piezas en la junta y a desalineaciones. • La complejidad de la pistola y el elevado número de piezas que lo componen hacen que este requiera constantemente de mantenimiento. • La exactitud de la posición del electrodo respecto a la boquilla requiere de un diseño relativamente complicado puesto que este es indispensable para obtener buenos resultados.

78 3.5.4. Equipo para el proceso PAW. El equipo básico para el proceso debe tener una fuente de potencia, una consola de control, sistema de enfriamiento por agua, pistola, sistema de suministro de gas de plasma y sistema de suministro de gas de protección. En la figura 45 se puede ver el esquema de un equipo típico para soldadura PAW. La fuente de potencia es generalmente complementada por una consola de control. Esta consola sincroniza el flujo de gases, el encendido del arco al inicio y al final del periodo de trabajo. Figura 45 Equipo típico para el proceso PAW (Fuente: ASM Metals Handbook Vol 6)

En la forma mas simple la consola controla los flujos de gas de plasma y de protección

controla además el circuito de iniciación del arco piloto. La pistola puede ser controlada manual o automáticamente y este posee además un sistema de refrigeración por agua el cual hace circular a través de él agua para retirar el calor, este calor es luego disipado en un radiador o intercambiador de calor. En la mayoría de instalaciones de PAW el gas de plasma y de protección son suministrados por cilindros distintos las líneas de suministro de gas pasa por la consola de control la cual dosifica cada uno por separado según las necesidades. La fuente de poder debe ser una fuente de corriente continua generalmente es trata de una fuente de poder transistorizada aunque también se usan fuentes inversoras. Estas deben tener un voltaje de circuito abierto de mínimo 80 voltios para asegurar una correcta iniciación del arco y una corriente adecuada. La fuente de poder debe permitir ajustar la corriente y debe permitir también el ajuste de la corriente al inicio y al final del ciclo de

79 trabajo. Esta también debe estar equipada con diales y potenciómetros que permitan seleccionar los parámetros en el modo de corriente pulsante tales como los valores máximos y mínimos de corriente así como los valores de tiempo y de frecuencia. 3.5.4.1. Pistola. Así como en los demás procesos de soldadura por arco, en el proceso PAW las pistolas son diseñadas en un rango de tamaños y de potencias adecuadas para distintas aplicaciones, también los hay para operación manual y automática. Los principios de diseño para las pistolas son los mismos en cada caso. Un electrodo de tungsteno es fijado en el interior de una boquilla la cual se monta en el cuerpo de la pistola. Para evitar el defecto más común en una pistola es necesario garantizar en el diseño y manufactura la perfecta concentricidad entre el electrodo y la boquilla. La boquilla del gas de protección que generalmente es de un material cerámico aislante que rodea la boquilla de gas de plasma creando una región anular por la cual fluye el gas de protección. La pistola se conecta a la fuente de potencia al polo negativo. A la pistola además van conectadas las mangueras de suministro de gas de protección y de plasma y las maneras de suministro y retorno del agua de enfriamiento. La mayoría de las boquillas tienen un simple orificio centrado sin embargo existen orificios especiales para pistolas de de alta potencia que mejoran la forma del arco, la versión mas común de este tipo de boquillas consiste en un orificio central con un orificio a cada lado, la línea de centros de estos orificios esta a 90º de la línea de soldadura. En la figura 46 se puede ver el despiece de una pistola para el proceso PAW. Figura 46 Despiece de una pistola para PAW (Fuente: sitio web 2003 Pro-Fusion Technologies, Inc.)

3.5.4.2. Electrodo. Los electrodos no consumibles empleados en PAW son de aleaciones de 2% de torio y tungsteno generalmente (2% de oxido de torio) las especificaciones de

electrodos se encuentran en el AWS A 5.12-92.

80 El tamaño del electrodo se selecciona de acuerdo con la corriente usada. Los tamaños de los electrodos se encuentran en la tabla 7. Los nuevos tipos de electrodos contienen óxidos de otros tipos de elementos (tierras raras) en lugar de oxido de torio, son usados también en el proceso PAW, se ha demostrado que estas aleaciones tienen vidas útiles mas largas sin embargo son mas costosos. Tabla 7 Parámetros para el proceso PAW. (Fuente: ASM Metals Hnadbook vol 6)

81 3.5.4.3. Gas de plasma y de protección. El gas de plasma es usado para generar el arco eléctrico mientras que el gas de protección es usado para dar al material fundido una protección contra la contaminación de la atmósfera mientras se solidifica. Las propiedades del gas afectan tanto la forma de la soldadura como la calidad de la misma. El caudal del gas varía desde 1 litro/min. para el modo de microplasma hasta 10 litros/min para el modo de cerradura. En la tabla 7 se puede ver también datos para el flujo de gas. Para aceros austeníticos el gas de plasma a usar es generalmente el Argón y el gas de protección es una mezcla de Argón y de 2 a 5% de H 2, otra opción para gas de protección es el Helio. El helio y las mezclas de Helio Argón son usadas como gas de protección para incrementar la conductividad térmica del gas y por lo tanto el calentamiento del metal. El helio produce voltajes de arco mayores lo cual genera que la zona de material fundido sea mayor. La adición de hidrogeno ayuda a la constricción del arco y por ende a la obtención de uniones soldadas con mejor apariencia. El proceso PAW es el mas apropiado para soldar piezas de acero inoxidable hechas con laminas de espesor usando el modo de microplasma. 3.5.5. Procedimientos. Los parámetros de proceso tales como corriente, voltaje de arco, velocidad y flujos de los gases son establecidos por el soldador. Figura 47 Control de corriente, gas y velocidad al inicio y la parada de la soldadura (Fuente: ASM Metals Handbook Vol 6)

82 Los parámetros incluyen el correcto ángulo del vértice del electrodo así como el diámetro de la boquilla. En este proceso es muy importante la sincronización de los parámetros al inicio y al fin del periodo en que se mantiene encendido el arco, en la figura 47 puede verse la manera en que deben ser controladas estas variables.

83 4. TIPOS DE JUNTAS SOLDADAS PARA ACEROS INOXIDABLES AUSTENITICOS El proceso de soldadura se realiza con base en la unión de distintas piezas que conforman el componente soldado. Las uniones son denominadas dentro del proceso de

soldadura como juntas y el concepto agrupa a todas las uniones de componentes que se han de unir o se han unido. Las juntas soldadas y su naturaleza son independientes de los procesos de soldadura que se aplique, su diseño esta basado acorde con la resistencia y el factor de seguridad que requiere los elementos a acoplar. Entre los diferentes requisitos se encuentra la carga estática o dinámica y la intervención de la fatiga. Por otra parte cuando se encuentra el factor corrosión las puntas deben presentar las menores irregularidades, y hendiduras en el cordón de aplicación, con el fin de que la punta soldada se haga menos susceptible a esta forma de ataque. Por otra parte el diseño de la junta tiene que estar sujeta a lo que se denomina como eficiencia de la junta, que es la relación entre la resistencia de la junta y la resistencia del metal de base, y se expresa en porcentaje. Además existen otros factores al diseñar una junta como son la economía y la accesibilidad en el tipo de proceso utilizado. 4.1. TIPOS DE JUNTAS La configuración de las partes a soldar es la que define el tipo de unión, existen en general cinco tipos básicos de juntas; la junta a tope, la junta a traslape o solape, la junta de esquina, la junta de borde y la junta en te. Por otra parte existe la junta a pestaña y la junta de empalme aprobadas agregadas por American Welding Society en el código AWS A 3.0 en el año de 1994. 4.1.1. Junta a tope. Esta constituida por una configuración, donde los bordes de las piezas a soldar se colocan enfrentados en un mismo plano, la cual se puede apreciar en la figura 48 a. Este tipo de juntas es el más utilizado en la industria ya que posee en la unión soldada una alta eficiencia en la transmisión esfuerzos mecánicos. Su aplicabilidad esta dada en la unión de de pequeñas laminas a grandes espesores en chapas metálicas, en el caso especial de los aceros inoxidables austeníticos se en ambientes corrosivos la junta a tope debe poseer penetración completa, en caso contrario se deberán soldara ambos lados de la unión y las puntas de la misma, para poder evitar de esta manera espacios vacíos donde se pueda acumular liquido y permitir la corrosión por rendijas en la unión.

84 4.1.2. Junta de esquina. La configuración de esta junta esta basada en la unión de bordes de piezas, posicionadas en ángulo recto entre si, como se muestra en la figura 48 b, donde ninguna de las caras sobresale por detrás de la cara externa del otro elemento de unión. 4.1.3. Junta en te. En esta junta esquematizada en la figura 48 c, se tiene que el borde de una las piezas se colocan en la superficie de la otra pieza de forma perpendicular. 4.1.4. Junta a traslape o solape.

Esta forma de junta de unión los extremos a soldar están situados uno cubriendo el otro, configurándose así la unión de dos piezas traslapadas en planos paralelos. Este tipo de junta muestra en la figura 48 d. 4.1.5. Junta de borde. Esta unión esta constituida por la unión de las superficies laterales de dos piezas en contacto tal como se muestra en la figura 48 e y donde la costura se realiza por los bordes de las piezas. Para la configuración de unión de más de dos componentes se da la posibilidad de usar otros tipos de diseños, que pueden conceptualizarse como combinaciones de las juntas anteriormente descritas. La unión del componente soldado o a soldar describirá geométricamente la sección transversal de los complementes a unir. 4.2. TIPOS DE SOLDADURA. En la especificación de una junta soldada se debe describir la unión y el tipo de soldadura a emplear en el proceso, donde pueden existir combinaciones entre los diferentes tipos, entre algunos de ellos se puede mencionar en la soldadura de aceros inoxidables austeníticos la soldadura en chaflán y la soldadura de bisel, aplicadas a soldadura de chapa y lamina metálica. El concepto de tipos de soldadura posee gran importancia en el diseño de juntas en el proceso de soldadura. En general existen 10 tipos de soldaduras, que se mencionan y describen a continuación: 4.2.1. Soldadura de chaflán. Este tipo de soldadura es la más utilizada en la industria y en los procesos de chapa metálica en aceros inoxidables austenítico, recibe su nombre de acuerdo a la forma de la sección transversal que se describe en este tipo de soldadura. Se define la soldadura de chaflán como una soldadura de sección transversal de aproximación triangular, que une dos componentes en un ángulo recto entre caras.

85 Figura 48 Juntas Soldadas a) Junta a Tope b) Junta de Esquina c) Junta en Te d) Junta a Traslape o Solape e) Junta de Borde (Fuente: ASM Metal handobook vol 6)

Los elementos que conforman la soldadura de chaflán (Figura 49), se listan a continuación: 1) Línea de Unión: Es la que describe el empalme de unión del metal de soldadura y el metal base. 2) Cara de Soldadura: Es la superficie expuesta de soldadura, por el lado desde el cual se realizo la soldadura. 3) Raíz De Soldadura: Agrupa los puntos en una sección transversal, en el que el fondo de la soldadura intercepta la superficie o superficies del metal base. 4) Metal Base: Metal sobre el cual se iniciara el proceso de soldadura. 5) Garganta de soldadura: esta definida la distancia más corta que comprende la raíz de la soldadura hasta su cara.

6) Profundidad de fusión: comprende la distancia que alcanza la fusión en el metal base 7) Orilla de una soldadura: es la conexión existente entre el metal base y la cara de una soldadura.

86 8) Lado de una soldadura: se define como la distancia desde el borde de la soldadura y la raíz de unión. Figura 49 Soldadura de Chaflán (Fuente: Libro Manual de Soldadura. Leonard Koell Hoffer) Figura 50 Soldadura de Chaflán usada en varios tipos de junta (Fuente: Libro Manual de Soldadura Moderna. Howard B. Cary)

87 La poca necesidad de preparación de unión a soldar en la soldadura de chaflán, da lugar a su amplia utilización dentro de la industria, ya que conlleva a procesos más económicos de soldadura, aun cuando este tipo de soldadura requiere mayor metal de aporte en la unión. Las juntas en la que se utiliza este tipo de soldadura son juntas a traslape o solape, junta en te y junta en esquina sin preparación. En la junta en esquina el doble chaflán da lugar a una unión soldada con penetración completa. En la figura 50 los tipos de chaflán usados en las principales juntas soldadas en los distintos procesos de soldadura. En el caso de la soldadura de aceros inoxidables austeníticos se tiene que el metal fundido es en comparación con el acero al carbono de menor fluidez y por otro lado se tiene la penetración de la soldadura en el proceso no es tan grande; es por este motivo que la profundidad de la penetración de la soldadura tampoco lo es. Para compensar, las juntas de soldadura en acero inoxidable austenítico deberán poseer un chaflán y un espacio para la pasada de raíz más anchos. 4.2.2. Soldadura de bisel. La soldadura de bisel es la ejecutada en el surco que conforman dos componentes que se han de unir. Esta soldadura esta catalogada como la segunda mas usada en la industria. Los elementos de la soldadura de bisel esquematizados en la figura 51 se describen a continuación: 1) Angulo de Bisel: Es el ángulo que se forma entre orilla preparada de un elemento y un plano perpendicular a la superficie del mismo. 2) Angulo de Surco: Angulo total que incluye el bisel entre las partes por unir el este tipo de soldadura. 3) Cara de Bisel: Esta constituida por la superficie de un elemento de unión incluido su bisel. 4) Cara de Raíz: Esta formada por la parte de la cara del bisel adyacente a la raíz de unión. 5) Abertura de La Raíz: Es la separación existente entre los elementos a soldar en la raíz de la unión. En la soldadura de lámina y placa metálica de acero inoxidable austenítico los espacios que quedaran entre la unión de dos elementos, serán resultado de la preparación de los

bordes de cada pieza, donde se debe y en el caso especial de soldadura de aceros inoxidables austeníticos realizar procedimientos que conlleven a obtener orillas derechas, uniformas y limpias, de lo contrario se tendrá una ranura de sección variable, que producirá en el proceso de soldadura una penetración no continua. En la tabla 8 se muestra diferentes procesos de corte en aceros inoxidables austenítico, como paso previo a la configuración de ranuras y las acciones a seguir para obtener una ranura buena calidad en la ranura

88 Figura 51 Elementos Soldadura de Bisel. (Fuente: libro Soldadura Eléctrica Manual. Piredda Carai) Tabla 8 Métodos de Corte en Acero Inoxidable Austenítico y Acciones de Limpieza y preparación de Ranura (Fuente: Soldadura de Aceros Inoxidables Para el Soldador)

89 Entre las acciones de preparación de los elementos de unión en los aceros inoxidables austeníticos, está la limpieza de los bordes, y la superficie adyacente, de lo contrario se podrían causar defectos en la soldadura como son falta de fusión, fisuras y porosidad. Si existe material extraño sobre la superficie, se reducirá la resistencia a la corrosión de la unión soldada de forma considerable. Por otra parte, las juntas deberán estar libres de óxidos superficiales, los cuales se hacen presentes después de aplicar procesos de corte por métodos térmicos. Estos óxidos están constituidos por compuestos de níquel y cromo, los cuales a diferencia del metal base se funden a una temperatura mas alta, por este motivo no se logran fundir durante el proceso de soldadura, creándose una capa de oxido atrapada dentro de la soldadura. Este tipo de soldadura reúne siete tipos básicos de bisel, como son: el bisel cuadrado, en V biselada, en V doblado, bisel doblado y en U. Dentro de estos tipos de bisel se destaca el bisel cuadrado, como el mas sencillo, porque solo requiere un corte recto; por otra parte en la soldadura de lamina de acero inoxidable de espesores delgados. En general se puede hablar de 8 tipos de biseles principales los cuales son: • Bisel en J. • Bisel en U. • Chaflán o bisel cuadrado. • Bisel inclinado. • Bisel en V. • Bisel en V ensanchado. • Bisel simple. • Bisel ensanchado. Por otra parte existen otros tipos de ranuras, cuyo nombre describe la sección transversal que describe la configuración, es este el caso de los biseles en Y, en K y en X, donde se

tiene que el bisel en X, esta compuesto por de doble V, sin cara de raíz, el bisel en Y esta definido, por un bisel en V sencillo, con una cara de raíz relativamente grande y el bisel en V de doble bisel en uno de los elementos de unión, estos tipo de uniones se pueden observar en la figura 52, donde se esquematiza los biseles principales y sus diferentes variantes. Para escoger el tipo de bisel a utilizar, juega un papel muy importante la preparación de los elementos a unir. Los bordes se pueden cortar por diversos procesos entre ellos el corte con plasma o corte mecánico, donde se tiene que al unir dichos bordes, dará como resultado una ranura, cuya configuración particular dependerá del tipo de maquinado previo realizado a los bordes a unir de las piezas, se tiene de esta forma que para el caso particular de bisel cuadrado o recto, en la unión de aceros inoxidables austeníticos, su preparación esta sujeta a cortes rectos en la lámina a unir. Para el caso del bisel en V las dos placas deben poseer el corte inclinado, que dará como resultado la configuración del bisel, de esta forma s requiere una preparación particular previa de las partes a soldar. En el caso del bisel en U, la preparación de los elementos requieren aun mas grado de preparación, ya que ambos miembros deben poseer la forma curva especial, implicando la necesidad de maquinar, mediante diversos procesos la forma especial que de debe poseer este tipo de configuración.

90 Figura 52 Elementos Soldadura de Bisel. (Fuente: Libro Manual de Soldadura Moderna Howard B. Cary)

Al diseñar las soldaduras en con ranura en V, se debe contemplar dos factores importantes como son la abertura de raíz y el ángulo de configuración, factores que afectaran directamente el desempeño del soldador durante el procedimiento de soldadura, en el caso especifico cuando los requerimientos exigen una soldadura de penetración completa, se hace necesario que el soldador tenga posibilidad de aplicar el cordón de soldadura en la raíz de la unión, en dicho caso si se tiene una configuración donde el

91 ángulo es demasiado agudo o el espacio de abertura de raíz es muy reducido, se imposibilita que en proceso de soldadura con electrodo se logre una deposición de metal en la raíz de unión. En los diseños de las soldaduras en J y en U, se tiene estandarización tanto dimensional como de proceso, de esta forma se puede decir que el radio de raíz y el ángulo de bisel se han optimizado. En el caso de de la soldadura de aceros inoxidables se tiene gran afluencia en este tipo de ranuras donde la ranura en U se usa para chapas que tienen un espesor desde de ¾ de pulgada, donde la abertura de raíz estará en el orden de 1.6 a 3.2 mm, ángulo de bisel de 15º y radio de curvatura de 6.4 mm. como mínimo en la configuración. 4.2.3. Soldadura de proyección o de punto. En este tipo de soldadura la unión de los elementos se realiza por medio de puntos de

soldadura aplicados a lo alargo de la unión, tal como se muestra en la figura 53 Este tipo de proceso es aplicable en distintos procesos de soldadura. En el caso especial de soldadura por arco se tiene que el material se funde de un elemento al otro. Los puntos de soldadura deberán ser alineados a lo largo de la unión, y deberán conservar un espaciado uniforme, en el caso de los aceros inoxidables en el proceso se debe tener una secuencia para poder de esta forma minimizar el efecto de contracción, debido a las altas temperaturas alcanzadas en el proceso. Por otra parte los puntos deberán estar lo mas cerca entre si, para poder minimizar la distorsión en la unión. En la mayoría de casos este tipo de soldaduras se realiza por medio del proceso GTAW, ya que en dicho proceso de soldadura se puede controlar más fácilmente el tamaño de los puntos en la unión. Figura 53 Soldadura de Proyección o de Punto. (Fuente: Manual de soldadura INDURA)

4.2.4. Soldadura de costura. En este tipo de soldadura la geometría del área trasversal obtenida estará relacionada con el proceso de soldadura que se emplee. En el caso especial de la soldadura por arco en aceros inoxidables austeníticos la soldadura funde a través de uno de los elementos para al unirlo a un segundo elemento y así conformar la unión soldada. 4.2.5 Soldadura de respaldo. Este tipo de soldadura es realizada en el lado opuesto o lado de raíz de una soldadura realizada con anterioridad, el procedimiento para la aplicación de la soldadura de respaldo se inicia biselando la raíz de la soldadura original, hasta llegar al metal base, paso

92 siguiente se realiza el proceso de soldadura de respaldo. En este tipo de soldadura se logra una buena penetración en el proceso aumentando la calidad de la unión soldada. 4.2.6 Soldadura de revestimiento. La soldadura de revestimiento se encuentra conformada por uno o más cordones depositados en el metal de base en forma continua, es utilizada para amplificar dimensiones superficiales, en busca de dar una mayor protección al metal base en contra de un ambiente adverso. 4.2.7 Soldadura de tapón o de ranura. Este tipo de soldadura se basa en el uso de agujeros o ranuras preparadas, para la configuración estructurada en agujeros redondos se denomina de tapón, en el caso de agujeros alargados, se denomina soldadura de ranura. Este tipo de soldadura descrita en la figura donde su utilización esta centrada en la unión de piezas cuyos borde no pueden fundirse, por alguna razón de diseño, de esta forma utilizan como especies de remaches. Figura 54 Soldadura de Tapón o Ranura (Fuente: Manual de soldadura INDURA)

4.3. ESPECIFICACIONES DE LAS UNIONES SOLDADAS Para las especificaciones de tipo de uniones soldadas en aceros inoxidables austeníticos se tiene que la American Welding Society, ha dispuesto una serie de clasificaciones por medio de una serie de códigos, donde se identifica el tipo de la unión, los requisitos de

penetración de la unión, las limitaciones de espesores de los elementos a acoplar y el tipo de soldadura a utilizar. En este sistema de clasificación primero se hace mención a los tipos de soldadura existentes, como segundo punto se encuentra el requisito de penetración y las limitaciones de espesor de los componentes a soldar, para cada tipo de unión particular se señala el espesor nominal máximo ha utilizar, en el caso de no requerir penetración completa, se usan diseños con una cara de raíz grande, este tipo de requerimiento se usa cuando no existe en la unión soldada cargas dinámicas y bajas temperaturas en operación. El tercer punto de especificación esta relacionado con el tipo de soldadura a emplear, que están basados en los diferentes tipos de bisel, para cada diseño de soldadura se tiene variantes dimensionales en la unión. En este punto también se hace referencia a la abertura de raíz la cual se identifica como valor mínima a seguir en el proceso.

93 5. ENSAYOS MECANICOS PARA UNIONES SOLDADAS DE ACEROS INOXIDABLES AUSTENITICOS 5.1. INTRODUCCIÓN. La definición del termino soldabilidad varia ampliamente y es frecuentemente usada para referirse a la habilidad de un material para ser fácilmente trabajado y desempeñarse correctamente en servicio. La definición de la AWS representa un enfoque mas global para el término e incluye aspectos como fabricación y servicio. La soldabilidad comúnmente se usa para definir si un material es resistente al agrietamiento durante la fabricación, de esta manera un material tiene una buena soldabilidad si resiste el agrietamiento durante la soldadura y no requiere ser reparado. � Definición de soldabilidad: Según la AWS, la soldabilidad es la capacidad de un material para ser soldado bajo las condiciones específicas impuestas en un diseño adecuado y desempeñarse satisfactoriamente en servicio. Los defectos relacionados al fenómeno del agrietamiento están asociados a la naturaleza metalúrgica del material soldado. Se han identificado ya varios mecanismos de agrietamiento en los aceros inoxidables y estos se pueden agrupar por el rango de temperaturas en que ocurren: � Agrietamiento en caliente: incluye esos agrietamientos asociados con la presencia de líquido e el sistema y se localizan en la zona de fusión y en la ZAC. � Agrietamiento en tibio: ocurre a elevadas temperaturas pero en estado solidó y sus defectos pueden ocurrir tanto en la zona de fusión como en la ZAC. � Agrietamiento en frío: ocurre a temperatura ambiente o cercanas a ella y es usualmente asociado con el agrietamiento inducido por el hidrogeno. 5.1.1. Enfoques de las pruebas de soldabilidad Debido a que el concepto de soldabilidad es muy amplio existe una gran variedad de técnicas para evaluar esta propiedad. Estas técnicas pueden abordar con el proceso y procedimiento de soldadura, agrietamiento durante el proceso y durante el postproceso, el servicio, y el desempeño de la estructura soldada y su integridad. Las pruebas mecánicas son requeridas para especificar la calidad de la soldadura, para determinar si la resistencia, ductilidad y tenacidad cumple con los requerimientos. Otras pruebas evalúan la resistencia a la fatiga, tenacidad de fractura. La mayoría de estas

94

pruebas están normalizadas y se pueden encontrar en publicaciones de la AWS la ASTM y otras organizaciones autorizadas. 5.1.2. Técnicas de pruebas de soldabilidad. Las técnicas de pruebas de soldabilidad pueden agruparse en cuatro categorías: • Pruebas mecánicas, • Pruebas no destructivas, • Pruebas de servicio y desempeño • Pruebas especiales. Con excepción de las pruebas no destructivas todos los demás tipos de pruebas requieren de una sección del material soldado como probeta para ser ensayada. Estos ensayos destructivos no pueden ser usados como técnica de control de calidad en los trabajos, pero pueden implementarse para procesos de selección de materiales. Las pruebas especializadas para evaluar la susceptibilidad a varios defectos metalúrgicos como agrietamiento en solidificación, agrietamiento por hidrogeno pueden realizarse en la fase de selección. Las fallas por este tipo de defectos en la fase de construcción pueden generar costos muy altos por tiempo y por dinero. 5.2. PRUEBA DE DOBLEZ. Fue desarrollada en 1960 por Savage y Lundin en el instituto politécnico de Renssalaer (RPI) y fue creada como una prueba de esfuerzo que aísla las variables metalúrgicas que causan el agrietamiento en caliente. Desde su introducción se han hecho numerosas modificaciones que han originado diferentes variantes que se usan alrededor del mundo, esta prueba no ha sido totalmente normalizada y hoy en día se usa una gran variedad de técnicas. Hay tres tipos básicos de prueba como se muestra en la figura 55. Originalmente la prueba era de tipo longitudinal donde se inducían en la probeta un doblez a lo largo del cordón de soldadura este tipo de prueba produce un agrietamiento tanto en la ZAC como en la zona de fusión. Desde entonces en algunos casos es deseable separar el agrietamiento en la zona de solidificación y para tal fin aparecieron las pruebas de punto y transversal. La prueba de tipo transversal aplica un esfuerzo de doblez en la soldadura y generalmente el agrietamiento se presenta en la zona de fusión. La prueba de punto usa un pequeño punto de soldadura que desarrolla un microestructura susceptible al agrietamiento en la ZAC El proceso GTAW es el más comúnmente usado para estas pruebas aunque también puede hacerse con otros procesos de soldadura por fusión. El doblado es generalmente

95 rápido pero algunas veces se hace un doblado lento según las necesidades. La deformación en las fibras exteriores esta dada por la ecuación:

Rt t +

= 2 ε Donde t es el espesor de la probeta y R es el radio del punzón doblador. Figura. 55 Diferentes tipos de la prueba de doblez guiado (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

Un gran número de unidades han sido desarrolladas para cuantificar la susceptibilidad al agrietamiento a partir de esta prueba. La mayoría requieren de longitud de las grietas en la superficie de la probeta ensayada usando un microscopio de mediano poder (20 a 50X). La longitud total de agrietamiento es la suma de todas las longitudes de las grietas; la longitud máxima de agrietamiento es la longitud de la grieta mas larga observada en la probeta. Recientemente se adoptó el concepto de “máxima distancia de agrietamiento” (MCD) que permite una mayor exáctitud en la determinación de de los rangos de temperatura de agrietamiento. La deformación a la cual se inicia el agrietamiento es también usada para cuantificar a susceptibilidad al agrietamiento. La deformación de saturación representa el nivel de deformación por encima del cual el MCD no cambia.

96 5.2.1. Técnica para cuantificar el agrietamiento en solidificación. En esta sección se describe una técnica para cuantificar la susceptibilidad usando las pruebas de doblez guiado de tipo transversal. En la figura 56 se puede ver el esquema del montaje para realizar esta prueba. Por encima del nivel de deformación crítica llamada deformación de saturación el MCD no aumenta si aumenta la deformación. Esto indica que el agrietamiento de solidificación se ha propagado totalmente en la región susceptible al agrietamiento. Figura 56 Montaje para la prueba de doblez guiado de tipo longitudinal (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel) Figura 57 Grafico de MCD vs deformación en el ensayo de doblez guiado de tipo longitudinal (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

97 Haciendo pruebas en un rango de deformación aumentado se obtiene un grafico MCD vs deformación como el de la figura 57 de esta manera redetermina el umbral de deformación (threshold strain) para el agrietamiento. La mayoría de los aceros inoxidables exhiben una deformación de saturación entre el 5% y el 7%, y el umbral de deformación esta en el rango de 8% a 20% dependiendo de la aleación y de las condiciones de solidificación. Aunque el umbral de deformación puede ser un importante criterio para juzgar la susceptibilidad al agrietamiento en la solidificación de la soldadura, el MCD por encima de la deformación de saturación es mucho más fácil de determinar y provee una medida del rango de temperatura de agrietamiento en solidificación (SCTR). Para determinar el SCTR se usa una termocupla en el material

fundido. El tiempo en que ocurre el agrietamiento es aproximado por el MCD por encima de la línea de deformación de saturación. Usando este enfoque el SCTR se puede calcular a partir de la siguiente relación:

V SCTR = E * MCD Donde V es la velocidad de soldadura y E es la rata de enfriamiento. El concepto para determinar el SCTR usando este enfoque puede verse en la figura 58. Figura 58 Método para determinar el SCTR usando la rata de enfriamiento y el MCD en la deformación de saturación (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

El SCTR representa una medida de la susceptibilidad al agrietamiento en la soldadura algunos valores de SCTR para aceros inoxidables austeníticos son: • AISI SAE 310 139 ºC

98 • AISI SAE 304L 31 ºC. • AISI SAE 316L 49 ºC Entre mayor sea el valor de SCTR, mayor la susceptibilidad del material al agrietamiento. 5.2.2. Técnicas para cuantificar el agrietamiento en la ZAC. La susceptibilidad al agrietamiento en le ZAC puede cuantificarse usando tanto el ensayo de doblez guiado como el de ductilidad en caliente. El ensayo de doblez guiado en este caso difiere de la mencionada en el numeral anterior en que se hace con una probeta con un punto de soldadura para generar un gradiente térmico estable en la ZAC. En la figura 59 puede verse un esquema del montaje de este tipo de prueba. Figura 59 Montaje para la prueba de doblez guiado de tipo punto (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

La prueba usa dos enfoques para cuantificar la susceptibilidad al agrietamiento, un enfoque en caliente y un enfoque en frío. La prueba en caliente se hace iniciando un punto de soldadura con el proceso GTAW hasta alcanzar un nivel de corriente de trabajo el cual se mantiene hasta que la zona de material fundido sea estable. En un acero AISI SAE 310 el diámetro del punto es de aproximadamente 12 mm. El cual es alcanzado después de un tiempo de 35 segundos, el arco entonces es apagado y se aplica la carga inmediatamente forzando la probeta con el punzón doblador. Debido a que no hay espera entre el momento en que se apaga el arco y el momento en que se aplica la carga el agrietamiento se inicia en la frontera de fusión y se propaga en la ZAC a lo largo de los límites de grano del material licuado. Al graficar la máxima longitud de agrietamiento MCL vs la deformación se puede determinar una deformación de saturación la cual define un valor de deformación por encima del cual MCL no cambia. Un ejemplo de esta gráfica se puede ver en la figura 60 para un acero 310 y un A – 286, nótese que el umbral de deformación no está identificado en la gráfica y que el valor de deformación de saturación para ambos materiales se

encuentra cercano al 3%.

99 Figura 60 Gráfico MCL vs. deformación para acero 310 y A-286 (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

Para la prueba en frío es usado el mismo procedimiento que la prueba en caliente pero en este caso si hay un periodo de espera entre el momento en que se apaga el arco y el momento en que se aplica la carga de doblado, controlando la demora de enfriamiento se le permite a la soldadura solidificar y la temperatura cae hasta que se forman los límites de grano y el metal solidifica. Graficando el MCL vs el tiempo de enfriamiento se puede determinar el tiempo requerido para la solidificación. Esto se puede ver en la figura 61. Figura 61 Gráfico MCL vs tiempo de enfrimaiento para acero 310 y A-286 (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

Se puede determinar la región térmicamente susceptible al agrietamiento (CSR) midiendo el gradiente de temperatura en la ZAC usando termocuplas alrededor de la soldadura en la cual la ZAC puede presentar agrietamiento. En la Figura 62 puede verse una

100 comparación entre la región susceptible a agrietamiento CSR determinado por el ensayo de doblado para los mismos aceros de las figuras anteriores. Figura 62 CSR para (a) A – 286, (b) 310 determinada por el ensayo de doblado tipo punto (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

5.3. PRUEBA DE DUCTILIDAD EN CALIENTE. La ductilidad de un metal a alta temperatura puede proveer alguna indicación de la soldabilidad del material debido a que el agrietamiento es asociado a un agotamiento de la ductilidad. La mayoría de las pruebas de ductilidad involucran tanto las pruebas de tipo “en caliente” como las pruebas de tipo “en frío”. Para simular apropiadamente las ratas de enfriamiento se han desarrollado equipos especiales para calentar y enfriar las muestras rápidamente. El equipo mas usado para tal fin fue desarrollado por Savage y Ferguson de RPI en 1950. La maquina fue llamada “Gleeble” y es producida ahora comercialmente por DSI inc. Este equipo usa una resistencia para calentar pequeñas probetas bajo un preciso control, y con un sistema de enfriamiento por conducción se puede lograr ratas de enfriamiento de 10000 ºC/s. El “Gleeble” es capaz también de probar mecánicamente probetas en algún punto deseado a lo largo del ciclo térmico de enfriamiento o calentamiento. La prueba de ductilidad en caliente permite obtener una curva característica del material la cual exhibe tres zonas como se muestra en la figura 63. Cuando la prueba es calentamiento (on heating) la mayoría de los materiales muestran un aumento de la ductilidad a medida que aumenta la temperatura seguida de una caída

brusca. Esta caída esta asociada con el inicio de la fusión del material y la temperatura en la cual la ductilidad cae a cero es llamada temperatura de ductilidad nula NDT. En este

101 punto de ductilidad nula la resistencia tiene un valor muy pequeño. Esta prueba permite determinar el punto de resistencia nula NST. Figura 63 Curva temperatura vs. Ductilidad por el ensayo de ductilidad (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

Para determinar la curva de ductilidad en enfriamiento (on cooling) las muestras son calentadas hasta NST (o una temperatura entre NDT y NST) y enfriadas a una temperatura preprogramada para probarlas. El punto donde se observa una ductilidad medible se denomina punto de recuperación de ductilidad DRT. Figura 64 Curva temperatura vs. Ductilidad para los aceros AISI SAE 310 y A - 286 (Fuente: Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steel)

102 Se pueden ver dos ejemplos de los resultados de esta prueba en la figura 64 nuevamente para los aceros AISI SAE 310 y A - 286. Nótese que para las pruebas en enfriamiento y calentamiento del acero AISI SAE 310 las dos curvas son muy cercanas y los valores NDT y DRT son esencialmente equivalentes. La temperatura NST es solo 25 ºC mayor que NDT esto indica que los límites de grano se forman entre las temperaturas NDT y NST. Debido a la estrechés del rango en el cual se empieza a formar estos límites de grano en ZAC/PMZ este material tiene una buena resistencia al agrietamiento de la ZAC líquida. A diferencia del acero AIS SAE 310 el acero A – 286 es diferente puesto que la NTD esta aproximadamente en 1200 ºC mientras que NST esta en 1350 ºC a una diferencia de 150 ºC después del calentamiento hasta NST la ductilidad no se recobra sino hasta aprox. 1050 ºC por lo tanto la película liquida en los limites de grano presenta un rango de 300ºC por debajo de NST lo cual genera una región ZAC/PMZ muy amplia, lo que hace al material susceptible al agrietamiento en la ZAC liquida. De una manera similar al ensayo de doblado de tipo punto, los resultados del ensayo de ductilidad en caliente (NST, NDT, DRT de las curvas de ductilidad) pueden ser usados para definir la región susceptible al agrietamiento de la ZAC. Desafortunadamente no existe un procedimiento normalizado para generar las curvas de ductilidad. Sin embargo se puede observar las siguientes características que fueron aplicadas para obtener los gráficos de la figura 63. � Se usaron probetas con 0.2 in de diámetro y 4 in de longitud. � El espacio libre de la prueba fue de 1 in (espacio entre mordazas) y las pruebas se hicieron con Argón. � El NST fue determinado por calentamiento con una rata lineal de 200 ºF/s bajo carga estática de 10 kg hasta que falló. � En la prueba el calentamiento se hizo a una temperatura deseada en 12 segundos y luego se halaron las muestras hasta la falla a una velocidad de 2 in/s. � La prueba de enfriamiento fue desarrollada después de un calentamiento de la

muestra hasta NST en 12 segundos y luego enfriándola a la temperatura deseada a una velocidad de 50 ºC/s y las probetas en este caso también fueron haladas hasta su falla a 2 in/s. 5.4. PRUEBA DE TENSIÓN. La prueba de tensión provee información sobre la capacidad de soportar carga, eficiencia de las uniones, propiedades de endurecimiento por deformación y ductilidad de las uniones soldadas. Los datos obtenidos en esta prueba son: � Resistencia ultima a tensión

103 � Resistencia a la fluencia � Porcentaje de elongación � Reducción porcentual de área transversal � Diagrama de esfuerzo – deformación � Tipo de fractura La prueba de tensión es la más importante en el análisis de la resistencia en los materiales y en el caso de las soldaduras proporcionan datos cuantitativos que se pueden comparar, analizar y utilizar en el diseño y análisis de estructuras soldadas. El aspecto de la fractura también puede dar información sobre la presencia y efectos de las discontinuidades, por ejemplo: fusión incompleta, penetración incompleta en la unión, porosidad, inclusiones y agrietamiento. En la figura 65 se muestra un equipo para realizar los ensayos de tensión. Figura 65 Equipo para realizar la prueba de traccion (Fuente: ASM metals Hand Book vol 8)

5.4.1. Procedimiento del ensayo. Las probetas para ensayo de tensión deben romperse bajo cargas de tensión, usando un equipo capaz de medir la carga a la cual ocurre la falla. El ensayo se debe llevar a cabo en una máquina de ensayo de tensión de acuerdo con los requisitos de la norma ASTM E8. La resistencia a la tensión, debe ser calculada dividiendo la carga máxima de falla por el área de la sección transversal de la probeta, medida antes de aplicar la carga. La resistencia a la tensión de la junta soldada debe ser mayor o igual a la resistencia del metal base si la probeta se rompe en la zona de la soldadura o en la zona de fusión y no cumple con los requerimientos mínimos de resistencia especificados para el material la junta soldada debe ser rechazada. 5.4.2. Probetas: Existen varios tipos de probeta para la prueba de tensión y cada una de ellas debe ser escogida según los requerimientos de los códigos aplicables en cada caso.

104 5.4.2.1. Probetas redondas: Hay dos tipos diferentes de probetas redondas y se deben obtener probetas con el mayor diámetro posible teniendo en cuenta el equipo a usar y las dimensiones normalizadas de la tabla 9. En la figura 66 se puede ver una probeta para ensayo de tensión. Figura 66 Probeta para un ensayo de tensión

(Fuente: ASM Metals Hand Book vol 8)

La longitud de referencia y los filetes deben ser como se ilustran, pero los extremos pueden tener cualquier forma que se ajuste a los soportes de la máquina de ensayo, de manera que la carga sea axial. Si los extremos se van a sostener en mordazas de cuña, se recomienda dejar la longitud de la sección de la sección de agarre lo suficientemente larga para extender la probeta en las mordazas una distancia igual a 2/3 o más de la longitud de las mordazas. En las probetas redondas, las longitudes de referencia son iguales a 4 veces el diámetro nominal. En algunas normas de producto puede haber otras probetas, pero a menos que se mantenga la proporción de 4 a 1 dentro de las tolerancias dimensionales, es posible que los valores de elongación no sean comparables con los de la probeta normalizada. Obsérvese que la mayoría de códigos basados en el sistema métrico usan una relación de longitud de referencia correspondiente al diámetro de 5 a 1. El uso de probetas de menos de 0.25 in de diámetro se deben restringir a casos en los que el tamaño del material que se va a ensayar no es suficiente para obtener probetas más grandes o cuando todas las partes acuerdan su uso para el ensayo de aceptación. Las probetas de menor tamaño requieren equipo adecuado y una mayor habilidad tanto para maquinado como para el ensayo. Para permitir cálculos fáciles de esfuerzos, se pueden emplear cinco tamaños de probetas que posean los siguientes diámetros: 0.505 in, 0.357 in, 0.252 in, 0.160 in y 0.113 in. cuando los diámetros reales están de acuerdo con estos valores, los esfuerzos se pueden calcular usando los factores de multiplicación: 5, 10, 20, 50 y 100. Para probetas de soldadura transversales, la soldadura se debe centrar aproximadamente entre las marcas de referencia. El uso de la serie de roscas UNF (3/4 * 16, ½ * 20, 3/8 * 24 y 1/8 * 28) se recomienda para materiales quebradizos de alta resistencia, para evitar fractura en la porción roscada.

105 Tabla 9 Dimensiones normalizadas para probetas de ensayos a tensión Probetas de ensayo de tensión redondas normalizadas de 0.50 in con longitud de referencia de 2 in, ejemplos de probetas de tamaño reducido con longitud de referencia de 2 in y ejemplos de probetas de tamaño reducido proporcionales a la probeta normalizada. * redondeado con aproximación a 0.5 mm. Notas 1. La sección reducida debe tener un ahusamiento gradual desde los extremos hacia el centro (dimensión de control); los extremos deben ser máximo 1% de diámetro más grandes que el centro (dimensión de control) 2. Si se desea, la longitud de la sección reducida se puede aumentar para colocar un extensómetro de cualquier longitud de referencia conveniente. No obstante, las marcas de referencia para la medición de la elongación deben estar separadas a la longitud de referencia indicada. (Fuente: Norma Técnica Colombiana NTC 2156)

5.4.2.2. Probeta tubular para ensayo de tensión. Para determinar las propiedades de tensión de productos tubulares soldados se usan dos tipos de probetas. Para tubos de tamaño superior a 2 in (51,0 mm.) se puede usar una probeta de sección rectangular reducida. Se debe usar una probeta de sección completa cuando se ensayan uniones soldadas en tubería de 2 in (51,0 mm.) o menos de diámetro nominal y se pueden usar para tamaños mayores dependiendo de las limitaciones del equipo de ensayo. 5.4.2.3. Probeta rectangular, transversal o longitudinal. Las probetas para uniones soldadas a tope diferentes de las de tubería, deben ser probetas con soldadura transversal o longitudinal que cumplan con lo establecido en los anexos C y D. Cuando el espesor “t” del cordón se encuentra más allá de la capacidad del equipo de ensayo, la unión se debe dividir a través de su espesor en las probetas necesarias para cubrir todo el espesor de la soldadura y mantener el tamaño de la probeta dentro de la capacidad del equipo de ensayo.

106 A menos que se especifique algo diferente, los resultados de las probetas de los espesores parciales se deben promediar para determinar las propiedades del espesor completo de la unión. Debido a las diferencias estructurales y del material, o ambas, en las probetas tomadas transversalmente a la línea central de la soldadura sólo se determina normalmente la resistencia última a la tensión. 5.5. PRUEBA DE IMPACTO. Por medio de esta prueba se puede conocer la resistencia de una unión soldada al impacto determinado cuanta energía es capaz de absorber el material cuando se golpea con una masa que tiene una energía potencial inicial determinada. En la figura 67 puede verse una imagen de un equipo para realizar esta prueba. Figura 67 Diagrama representativo del ensayo de impacto (Fuente: Ciencia e Ingeniería de los materiales Donald R. Askeland)

La masa que se encuentra acoplada al extremo del péndulo, se deja caer desde una altura ho, mediante la cual se controla la velocidad de aplicación de la carga en el momento del impacto. La energía absorbida por el material en el impacto se determina mediante la diferencia de energía potencial antes y después del impacto sabiendo que la altura que alcanzará el pendulo será menor después del impacto, también se debe tener en cuenta las perdidas por fricción en el eje del péndulo las cuales se calculan según las indicaciones del fabricante del equipo. Las fracturas de las probetas también pueden ser observadas para determinar la naturaleza del material (frágil o dúctil) teniendo en cuenta que fracturas con una mayor deformación son de carácter dúctil.

107 Para obtener resultados representativos se debe tener en cuenta que el equipo que se va a utilizar sea capaz de aplicar la energía necesaria para el ensayo ya que existen equipos que tienen como energía máxima desde 15 hasta 360 julios. Las pruebas de impacto Charpy se realizan según normas internacionales en las cuales

se detallan las dimensiones de las probetas empleadas en este tipo de ensayo, así como la forma de reportar los resultados de los mismos. De acuerdo con las normas ISO (International Organization for Standarization), los resultados de los ensayos de impacto, en probetas entalladas, se suelen expresar en (kJ/m2), para lo cual se divide la energía absorbida para provocar la fractura de la probeta entre la sección transversal de la misma en la zona de la entalla. En la figura 68 puede verse la forma típica de una probeta para ensayo de impacto. Figura 68 Forma y dimensiones para las probetas de impacto (Fuente: Ciencia e Ingeniería de los materiales Donald R. Askeland)

Las normas ASTM (American Society for Testing Materials) reportan los resultados en (J/m), donde se divide esa energía absorbida entre la anchura remanente en la base de la entalla. Desde el punto de vista de la ingeniería es muy importante, y en ocasiones imprescindible, conocer cuál sería el comportamiento mecánico de los materiales, cuando se encuentran expuestos a condiciones extremas de servicio. Es por ello que muchos de los ensayos de impacto se realizan en condiciones en las cuales se favorece la fractura frágil. Entre los factores que contribuyen a modificar el modo de fractura y que se pueden estudiar mediante el ensayo de impacto Charpy se encuentran: • La velocidad de aplicación de la carga, la cual se controla variando el ángulo inicial del péndulo • La presencia de concentradores de esfuerzo como entallas • Bajas temperaturas en el material ensayado Este último es el responsable de que muchos materiales presenten una temperatura de transición dúctil – frágil a medida que se disminuye su temperatura. Para tal efecto

108 muchos equipos para prueba de impacto poseen sistemas para enfriar las probetas que se van a ensayar. 5.6. ENSAYO DE DUREZA. 5.6.1. Introducción. La dureza puede tomarse como la propiedad que tienen los materiales para presentar mayor resistencia a ser rayado o penetrado. El ensayo de dureza es una prueba destructiva puesto que deja una marca producto de la penetración hecha por una esfera o una pirámide según el tipo de ensayo, esta prueba demora pocos segundos y junto con el ensayo de tensión es una de las más útiles para determinar las propiedades de un metal. En los procesos de soldadura aplicados a las uniones de aceros inoxidables austeníticos, el ensayo de dureza se hace para determinar un perfil de durezas en las zonas de las uniones, estas zonas son la junta y la zona afectada por el calor ya que las altas temperaturas presentes en el proceso de soldadura pueden inducir temples en estas

zonas lo cual aumenta la dureza y la fragilidad lo cual es indeseable en las estructuras soldadas. 5.6.2. Ensayo de lima. Existe una forma en la que alguien puede hacerse idea de la dureza de un metal, un trabajador de metalmecánica puede informar acerca de la dureza simplemente limándolo. Se dice que un material que puede ser rayado por una lima, tiene una dureza menor a 60 HRC y por consiguiente un material que no pueda ser rayado por una lima tiene una dureza mayor a 60 HRC. 5.6.3. Ensayo de dureza Brinell (HB). Este ensayo consiste en aplicar y comprimir progresivamente una bola de acero de alta dureza sobre una superficie plana y lisa del material a ensayar, manteniendo la presión durante un cierto tiempo para que se produzca una impresión o huella en forma de casquete esférico. Después se mide el tamaño de la huella dejada por la esfera con un con un microscopio que tiene una regla para medir la huella. La carga aplicada se divide por el área circular proyectada de la huella y así se obtiene el valor de dureza Brinell.

S HB = P Donde P es el valor de la carga aplicada en kg. S es el área de la huella en mm 2 y HB es el valor de dureza Brinell. En la figura 69 se puede ver un equipo de medicion de dureza Brinell.

109 Figura 69 Equipo para medición de dureza Brinell (Fuente: ASM Metals Handbook vol 8)

5.6.4. Ensayo de dureza Rockwell. Este ensayo no mide el tamaño de la huella como las demás pruebas sino que mide la diferencia de penetración entre una precarga de 10 kg. y otra carga mayor que depende del tipo de penetrador que puede ser una esfera de 1/8 de pulgada, una esfera de 1/16 de pulgada o un cono de diamante. El valor de la dureza Rockwell es función de la diferencia de penetración al aplicar las dos cargas. Existen varias escalas de dureza Rockwell las cuales usan diferente penetrador y su valor de dureza se calculan de manera diferente. Las escalas de dureza Rockwell A, C y D usan como penetrador un cono de diamante con un ángulo en el vértice de 120º y un radio en la punta de 1/64 de pulgada y su valor de dureza se calcula con la relación:

HR = 100 − 500t Donde t es la diferencia entre la penetración de la precarga y la carga la cual es distinta para cada escala así: • HRA 60 kg.

• HRC 150 kg. • HRD 100 kg.

110 Las escalas de dureza Rockwell B, F y G usan como penetrador una esfera de acero de 1/16 de pulgada de diámetro y la escala Rockwell E usa una esfera de 1/8 de pulgada, en ambos casos su valor de dureza se calcula con la relación:

HR = 130 − 500t Donde t es la diferencia entre la penetración de la precarga y la carga la cual es distinta para cada escala así: • HRB 100 kg. • HRF 60 kg. • HRG 150 kg. • HRE 100 kg. En la figura 70 se muestra el esquema de un equipo para determinar la dureza Rockwell. Figura 70 Esquema de un equipo para medición de dureza Rockwell (Fuente: ASM Metals Handbook vol 8)

5.6.5. Dureza Vickers. Este ensayo de dureza es similar al ensayo Brinell, pues también se basa en la medición de la huella dejada por un penetrador que en este caso es una pirámide cuadrangular de diamante con un ángulo entre caras de 136º. Normalmente se emplean cargas que varían entre 1 y 120 kg. siendo la más común la de 30 kg. Este ensayo de dureza se efectúa cuando el valor de la dureza Brinell es mayor a 500 y el valor de de dureza vickers se calcula de la siguiente manera:

111 *1.854 E NHV = P Donde P es la carga aplicada en la prueba y E es el promedio de las diagonales medidas en la huella. En la figura 71 se muestra un diagrama de la aplicación del ensayo de dureza Vickers. Figura 71 Esquema de la aplicación del ensayo Vickers (Fuente: ASM Metals Handbook vol 8)

112 6. ENSAYOS NO DESTRUCTIVOS Y DEFECTOS DE LAS UNIONES SOLDADAS EN ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS 6.1. INSPECCIÓN VISUAL. Para muchos de las aplicaciones de la soldadura donde se aplica en lugares no críticos se puede verificar la integridad de la soldadura por medio de la inspección visual. Aun cuando otras técnicas de inspección hayan sido usadas, la inspección visual constituye una importante herramienta para el control de calidad. Este método de inspección es ampliamente usado para detectar discontinuidades gracias a que es muy simple, rápido y

relativamente económico. Las únicas ayudas que necesita una inspección visual son un ampliador, un espejo o una escala y galgas. Otra ventaja de la inspección visual es que se puede hacer antes, durante y después del proceso de soldadura. La inspección visual es útil para verificar los siguientes ítems: � Exactitud dimensional de las estructuras a soldar � Conformidad de la soldadura en requerimientos de tamaño y contorno � Apariencia aceptable de la soldadura en lo relacionado con rugosidad, salpique y limpieza � Algunas imperfecciones como cráteres, marcas, grietas Aunque el método de inspección visual es de una utilidad invaluable, no es capaz de detectar fallas que se encuentran internas por lo cual sólo juzga la calidad de soldadura en la superficie. Se puede obtener información adicional por las observaciones antes y durante el proceso de soldadura, por ejemplo si las láminas a soldar se encuentran limpias y si el procedimiento de soldadura se hace adecuadamente la estructura soldada se puede examinar basándose en la inspección visual. Para obtener información adicional se debe aplicar otro método de inspección no destructivo que pueda detectar fallas por debajo de la superficie. 6.1.1. Ventajas y desventajas de la prueba. Como todos los procesos de inspección este también tiene sus ventajas y limitaciones, los cuales pueden ser tenidos en cuenta en el momento de seleccionar el tipo de prueba. Ventajas: • Análisis rápido • Altamente productivo • Se aplica en todo momento del proceso de soldadura • Permite hacer correcciones del proceso

113 • Es económico Desventajas: • Solo sirve para detectar defectos superficiales • No hay registro permanente de los defectos • Los resultados dependen de la experiencia del inspector y de su agudeza visual 6.1.2. Etapas del análisis visual. Esta prueba es la más elemental que proporciona de manera rápida y económica la información más efectiva, su aplicación se debe hacer durante todo el proceso de soldadura y es llevada a cabo por el soldador y un inspector. La inspección se lleva a cabo en tres etapas: • Examen visual antes de aplicar la soldadura • Examen visual durante la aplicación de la soldadura • Examen visual después de aplicar la soldadura 6.1.2.1. Examen antes de aplicar la soldadura. En esta fase se deben considerar los siguientes factores - Revisión de los planos del trabajo a realizar - Confrontar el diseño con las especificaciones - Tipo de material base - Forma de la estructura y dimensiones - Preparación de la junta - Proceso de soldadura - Material de aporte y protección contra la atmósfera

- Seguridad en el proceso - Limpieza de los materiales 6.1.2.2. Examen durante la aplicación de la soldadura. Se consideran los siguientes aspectos - Variables propias del proceso � Amperaje � Polaridad � Flujo de gas � Velocidad de avance � Alimentación del material de aporte - Temperatura � Precalentamiento � Fusión � Sobrecalentamiento � Temperatura de unión

114 6.1.2.3. Examen después de la aplicación de la soldadura: comprende los siguientes aspectos. - Fracturas - Poros - Inclusiones de sólidos - Laminaciones - Socavados - Falta de penetración - Chisporroteo 6.1.3. Equipo para llevar a cabo el análisis El equipo que se requiere para realizar este análisis comúnmente esta formado por: • Flexómetro • Calibrador de biseles • Calibrador vernier • Tornillo micrométrico • Lupas • Calibradores de soldadura En la figura 72 se puede ver algunas fotografías de los instrumentos usados para la inspección visual. (a) (b) Figura 72 Instrumentos para inspección visual (a) galgas para soldadura, (b) lupas de aumento (Fuente: www.gagemall.com)

6.2. INSPECCIÓN POR LIQUIDOS PENETRANTES. Este es un método de ensayo no destructivo empleado para detectar discontinuidades cuando afloran a la superficie. El método emplea un líquido que se aplica a la superficie a

115 ser inspeccionada y penetra la discontinuidad que después revela la ubicación de las grietas por medio de una sustancia química que al reaccionar las resalta. Los líquidos penetrantes son componentes orgánicos derivados del petróleo y penetran las discontinuidades del material a inspeccionar debido a las propiedades especiales que poseen (capilaridad, adherencia, viscosidad, tensión superficial). Un buen penetrante debe penetrar aberturas muy finas, permanecer en aberturas relativamente gruesas, tener buena humectación y ser fácilmente removible de la superficie, después de

inspeccionarla. Debe también ser inerte con respecto a los materiales que son probados, no ser tóxicos, tener un alto punto de destello. Este método no es recomendable para materiales porosos. Este método para el caso de los aceros inoxidables austeníticos se usa para reemplazar el método de partículas magnéticas que no puede ser aplicar en aceros inoxidables. 6.2.1. Descripción del proceso. El líquido penetra en las discontinuidades del material debido al fenómeno de capilaridad. Después de cierto tiempo (que depende de la temperatura) se remueve el exceso de penetrante y se aplica el revelador el cual reacciona con el líquido penetrante y resalta las discontinuidades presentes. 6.2.2. Secuencia operativa. La aplicación de este método debe seguir en orden los siguientes pasos: • Limpieza previa: en toda limpieza debe eliminarse contaminantes de la superficie como óxidos gasa aceite pintura aplicando el removedor. Esto con el fin de que alguna suciedad impida el paso de penetrante al interior de las discontinuidades y que pueda afectar la reacción entre este y el revelador. • Aplicación del penetrante: este se aplica a la superficie por medio de aspersión o inmersión. Este debe permanecer por espacio de 20 a 30 minutos (o el tiempo que especifique el fabricante) con el fin de accionar capilaramente y penetrar las discontinuidades. • Eliminación del exceso de penetrante: consiste en remover el penetrante de la superficie que no entra en las discontinuidades por medio de un paño o con removedor. • Aplicación del revelador: generalmente se aplica por aspersión formando una capa uniforme para que peda reaccionar con el penetrante y se evidencien las discontinuidades. El tiempo de revelado es de aproximadamente 7 minutos pero debe atenderse la recomendación del fabricante. • Examen visual e interpretación de resultados: una vez reveladas las discontinuidades el inspector debe interpretarlas y evaluarlas entre los 7 y 30 minutos después de aplicado.

116 • Limpieza final: consiste en eliminar todos los residuos de penetrante y revelador de la pieza examinada removiendo con un paño los líquidos aplicados. • Elaboración de reporte: el inspector debe realizar u reporte donde se consignen todos los resultados e interpretaciones del ensayo 6.2.3. Ventajas y desventajas de la prueba Ventajas • Fácil de usar y de interpretación sencilla • Se aplica a materiales ferromagnéticos y no ferromagnéticos • Detecta imperfecciones muy pequeñas • Es económico • Una vez aplicado los defectos son fáciles de ver a simple vista Desventajas • Solo detecta defectos superficiales • El tiempo requerido es relativamente alto

• No se recomienda para piezas muy calientes (> 60ºC) • Debe limpiarse la pieza antes y después de la prueba • No registra los resultados en forma permanente 6.2.4. Equipo. El equipo del ensayo consta de los recipientes con el penetrante, revelador y removedor que se aplican en el material y que por lo general están disponibles con aspersor cuando es necesario, y algunos paños para la limpieza. En la figura 73 se puede ver este producto en su presentación comercial típica. Figura 73 líquidos penetrantes en su presentación comercial (Fuente: notas de curso ensayos no destructivos Ing. Juan Reyes Pacheco)

117 Los líquidos penetrantes se dividen en dos categorías básicas: fluorescentes y visibles coloreadas. Los métodos Fluorescentes ofrecen una mayor resolución o sensibilidad para la obtención de indicaciones que el método de Tintas Penetrantes visibles, aunque éste también es bastante confiable con respecto al nivel de resolución de las indicaciones. La inspección con Penetrantes Fluorescentes implica el uso de líquidos que produzcan fluorescencia bajo luz ultravioleta lo cual obliga a tener un elemento adicional en el equipo que es la lámpara de luz ultravioleta. 6.3. INSPECCIÓN POR ULTRASONIDO. Este método se emplea para detectar discontinuidades superficiales e internas por medio de vibraciones mecánicas similares alas ondas sonoras pero de una mayor frecuencia a la del sonido audible para el ser humano. Las frecuencias que se emplea para este método están entre 0.25 y 25 Mhertz pero para la inspección de uniones soldadas se usan frecuencias entre 1 y 5 Mhertz. Las ondas ultrasónicas son generadas por materiales llamados transductores que transforman la energía eléctrica en mecánica y viceversa. 6.3.1. Descripción teórica Todo cuerpo que pueda vibrar y este en contacto con un medio elástico constituye una fuente de sonido. Las vibraciones del cuerpo deben producir en el medio que les rodea ondas que pueden ser registradas por un sensor auditivo. Existen dos tipos de ondas que son ondas transversales ondas longitudinales y ondas superficiales, las ondas transversales hacen que las partículas vibren en una dirección perpendicular a la dirección de propagación de la onda, las ondas longitudinales hacen vibrar las partículas en la misma dirección de su propagación y las ondas superficiales se propagan en la superficie del material. En la figura 74 se puede ver un grafico de los tipos de ondas. Las ondas mecánicas poseen ciertas propiedades: • Longitud de onda: es la distancia entre cresta y cresta consecutiva • Nodo: es la intersección de la onda y la línea de equilibrio • Elongación: es la distancia perpendicular entre un punto de la onda y la línea de equilibrio • Amplitud de onda: es la máxima elongación de la onda • Periodo: es el tiempo que tarda en producirse una onda, es decir, entre dos crestas consecutivas

• Frecuencia: es el reciproco del periodo es decir es la cantidad de oscilaciones por unidad de tiempo.

118 Figura 74 Onda longitudinal transversal y superficial (Fuente: notas de curso Ensayos no destructivos Ing. Juan Reyes Pacheco)

6.3.1.1. Velocidad de propagación de la onda. Cada onda ultrasónica tiene diferente velocidad de propagación que depende en cada caso de las características elásticas del medio y es independiente de la frecuencia. La velocidad de propagación de las ondas es proporcional al módulo de elasticidad del material. 6.3.2. Transductores. Existen cuatro tipos de transductores • Transductores longitudinales de simple contacto: estos son transductores que se aplican directamente ala superficie que se esta probando para medir el espesor y encontrar discontinuidades • Transductores longitudinales de elemento doble: los cuales se aplican para pequeños defectos. • Transductores e inmersión: usados para forma irregulares sumergiéndolos en un liquidó • Transductores de haz angular o transversal: son transductores de contacto especial mente modificados, diseñados para dirigir el haz de ultrasonido fuera de la incidencia normal de la superficie de entrada de la pieza que se esta inspeccionando Para la elección de un transductor se toman en cuenta tres factores: • Clase del cristal: con la elección de cada cristal e puede variar el poder resolutivo y la sensibilidad de los transductores

119 • Diámetro del cristal: entre mayor sea el diámetro del cristal mayor es la profundidad de penetración. • Frecuencia: con la elección de una frecuencia más alta se aumenta la posibilidad de encontrar defectos de menor tamaño. 6.3.3. Acoplamiento. La transmisión de oscilaciones al objeto que se va a inspeccionar depende el buen acoplamiento entre el transductor y la pieza en el cual se debe evitar obligatoriamente la presencia de aire entre los dos, para lo cual se puede aplicar aceite sobre la superficie. Durante la inspección, los haces ultrasónicos se dirigen al interior del material y son reflejados al encontrarse con discontinuidades internas del material. Los ecos o reflexiones del ultrasonido son recibidos por el transductor y su señal es llevada al osciloscopio en donde la trayectoria de haces es indicada por las señales de la pantalla. 6.3.4. Métodos de Inspección Los métodos más aplicados en este tipo de prueba son: impulso – eco y transmisión. • Impulso – eco: en esta técnica el transductor transmite un pulso de ultrasonido dentro del material y en la superficie opuesta u otras superficies el sonido es reflejado se recibe como un eco que se muestra junto con la pulsación inicial en el osciloscopio para ser interpretada por el inspector.

• Transmisión: cuando se introduce una onda longitudinal en el material es imprescindible medir la presión sonora en cualquier otro punto para verificar el estado del material, como receptor del sonido sirve un palpador similar al emisor. 6.3.5. Equipo. Un equipo típico para realizar una inspección por ultrasonido tiene los siguientes: elementos • Generador de ondas de ultrasonido. • Transductor para transformar ultrasonido en señal de voltaje • Acoples para la entrada y la salida de las ondas en la pieza de prueba • Osciloscopio para visualizar las ondas e interpretarlas En la figura 75 se puede observar fotografías de equipos para efectuar la prueba de ultrasonido. 6.3.6. Secuencia operativa de la prueba. Los pasos para realizar la prueba de ultrasonido son: • Limpiar la zona a inspeccionar • Trazar cuadros de 9 por 9 pulgadas • Aplicación de acople en el centro de cada cuadro • Posición del transductor en cada centro de los cuadros

120 • Registrar las zonas y los defectos encontrados y sus dimensiones Figura 75 Equipos para la prueba de ultrasonido (Fuente: ASM Metals Handbook vol 17)

6.3.7. Ventajas y desventajas de la prueba por ultrasonido Ventajas • Es un método con una elevada sensibilidad de detección • Adecuado para geometrías complejas • Se puede inspecciona materiales con un gran espesor • Se puede detectar fallas internas del material • Es un método que entrega resultados rápidos • Se encuentran equipos de inspección portátiles • Los riesgos para el operador son mínimos Desventajas • Se requiere personal calificado para realizar la prueba • Las superficies a inspeccionar deben ser preparadas • Los equipos son costosos • Se requiere una constante calibración del equipo 6.4. INSPECCIÓN POR RADIOGRAFÍA INDUSTRIAL. Los grandes componentes soldados de las construcciones de ingeniería requieren de un grado de confiabilidad muy alto y esto se logra con el proceso adecuado y la supervisión adecuada. Para hacer dichas inspecciones se debe usar un método muy confiable y el método de inspección radiográfica industrial es hasta la fecha uno de loas mas confiables para inspección de soldadura.

121 6.4.1. Descripción teórica. La radiografía es un proceso de inspección de materiales que utiliza radiación penetrante, permitiendo examinar el interior de los objetos que son opacos a la luz. Los rayos X son

radiaciones electromagnéticas cuya longitud de onda varía entre 10 -8 y 10-11 metros estos son generados en un tubo al chocar electrones a altas velocidades en un ánodo convirtiéndose en energía cinética de radiaciones electromagnéticas de intensidad variable. Los rayos X son invisibles, viajan en línea recta y a la velocidad de la luz pueden atravesar la materia hasta cierto límite liberan electrones de la materia con la cual chocan y pueden destruir células vivas existen dos tipos de rayos X los blandos y los duros, los blandos son generados por voltajes relativamente bajos (menos de 150 kV) y su longitud de onda es relativamente corta, los duros son generados por altos voltajes y so longitud de onda es mas corta. La calidad de los rayos se define por su poder de penetración. El tubo de rayos X esta formado por un tubo de vidrio al vació, en el cual existe un electrodo positivo o ánodo y un electrodo negativo o cátodo formado por un filamento el cual se caliento por medio de una corriente, emitiendo electrones que por efecto del voltaje son atraídos al ánodo deteniéndose bruscamente en el punto focal o anticátodo el cual normalmente es de tungsteno, generando así los rayos X. Al pasar la radiación a través de los materiales, parte de esta es absorbida o transformada. Los tres elementos esenciales en el proceso radiográfico son: • Fuente de radiación X o γ • Objeto a ser ensayado • Película En la figura 76 se puede ver un esquema de los elementos básicos del ensayo radiográfico Figura 76 Esquema básico del ensayo por radiografía (Fuente: ASM Metals Handbook vol 17)

122 En la figura se muestra como la radiación penetra el material y ataca la película la cual al ser revelada mostrara imperfecciones internas del material. 6.4.2. Características de los rayos X. Existen tres características importantes en la generación de los rayos X que deben ser tenidas en cuenta para su manejo en esta prueba: • La corriente del filamento: controla la temperatura del mismo y la cantidad de electrones emitidos • El voltaje en el tubo: controla la energía cinética de los electrones y por lo tanto la penetración del haz de rayos X • La corriente del tubo: está directamente relacionada con la temperatura del filamento y es referida por el miliamperímetro del mismo. 6.4.3. Requisitos antes del proceso. El examen radiográfico se realizara de acuerdo con un procedimiento establecido con anterioridad a su realización. Que requiere como mínimo de la siguiente información: • Tipo de material • Espesor • Fuente de radiación y tensión máxima de trabajo • Distancia mínima foco de película

• Tamaño máximo de la fuente o emisor de radiación • Marca y tipo de película • Indicación sobre si la exposición se hará con película sencilla o múltiple • Tipo y espesor de pantalla • Referencia del proceso de soldadura usado 6.4.4. Equipo. El conjunto de equipos de rayos x ofrecidos comercialmente para radiografía industrial pueden ser agrupados en la siguiente forma: • Equipos de uso normal en inspección. Rayos de tensión entre 50 KV 350KV. Corriente anódica entre 3 y 20 mA. • Equipos de rayos x de alta energía: Betatrones y aceleradores lineales. Rango de tensión entre 1.000 y 30.000 KV. • Equipos de uso especial: Equipos de foco fino (algunos micrones) para radiografía de alta definición, equipos de pulsos instantáneos para radiografías en movimiento.

123 Los equipos de radiografía están constituidos por dos partes que son la consola de controles y e generador de rayos X: La consola de controles es la sección que se conecta a la línea de alimentación y es donde se encuentran todos los controles y medidores de corriente y voltaje del equipo y generalmente tiene los siguientes elementos: • Amperímetro • Voltímetro • Cronometro • Luces verde y roja • Escala de tiempo • Switch del generador • Selector de intensidad de corriente En la figura 77 puede verse un equipo de radiografía industrial formado por consola de controles y fuente de radiación. Figura 77 Equipo de inspección radiográfica (Fuente: Ing. José Fernando Almeida)

6.4.5. Película radiográfica. La película usada para este tipo de análisis es similar a la película blanco y negro de la fotografía común la cual presenta una capa sensible o emulsión que es una suspensión de haluros de plata en solución gelatinosa y un sustrato que está presente en forma de una capa muy delgada y dos hojas de soporte de acetato de celulosa. Las películas radiográficas se clasifican de acuerdo con la ASTM E 94 – 68 en cuatro grandes grupos en función de su rapidez, contraste y tamaño de grano (Tabla 10)

124 Tabla 10 clasificación de la película radiográfica

Tipo de película Rapidez Contraste Tamaño de grano 1 Lenta Muy alto Muy pequeño 2 Media Alto Pequeño 3 Alta Medio Grande 4 Muy alta Muy alto Variado* * depende de las características de las pantallas fluorescentes (Fuente: ensayos no destructivos para uniones soldadas)

6.4.6. Procedimiento del ensayo.

6.4.6.1. Precalentamiento del generador de rayos X. si el generador ha permanecido sin operar durante algún tiempo, se deberá precalentar durante algún tiempo. El tiempo de precalentamiento dependerá del tiempo que permaneció inactivo, y la secuencia de precalentamiento será la siguiente: a. Conectar la consola de controles al generador de rayos X y a la línea de alimentación b. Quitar la tapa en la consola de controles c. Verificar la tensión de la línea d. Encender la consola de controles con la llave de seguridad e. Seleccionar al mínimo de voltios y miliamperios f. Seleccionar el tiempo en el cronometro g. Esperar a que se apague el generador de rayos X y dejarlo apagado durante un tiempo, el cual deberá ser idéntico al seleccionado anteriormente h. Con el mismo tiempo seleccionado, encender el generador e incrementar el voltaje y la corriente i. Repetir la operación del numeral g. j. Encender el generador de rayos X y seleccionar inmediatamente el miliamperaje anterior (que será constante), y el voltaje se irá incrementando de 10 e 10 KV con respecto a la sección anterior del mismo, es decir, ahora se seleccionarán 20 KV. k. Esperar a que se apague el generador y seguir el mismo procedimiento hasta alcanzar los 100 KV. l. El generador queda listo. 6.4.6.2. Cálculo del tiempo de exposición. El cálculo del tiempo de exposición se hace de la siguiente forma y usando el grafico de la figura 78 a. Selección del espesor del material a radiografiar en la escala para película de velocidad media b. Considerar un voltaje de 100 KV (buscarla en las líneas curvas de la escala del tablero para controles) c. Con la perilla central, mover las líneas curvas y hacer coincidir los KV seleccionados con el espesor del material d. Buscar la escala inferior, la distancia fuente – película que se usara y localizar el valor de los miliamperio/minuto, necesarios para la exposición. e. Dividir el valor de miliamperio/minuto entre el número de miliamperios usados. El valor obtenido corresponde al tiempo de exposición.

125 Figura 78 Cálculo del tiempo de exposición de rayos X (Fuente: notas de curso Ensayos no destructivos Ing. Juan Reyes Pacheco)

126 6.4.6.3. Procesado de la película: una vez la pieza y estando preparados los químicos para el procesado de la película, se procede de la siguiente forma: a. Al entrar al cuarto oscuro encender la lámpara de luz ámbar b. Sacar el portapelícula y colocarla en un gancho c. Revelado: sumergir la película en el revelador de acuerdo a la Tabla 11, con el fin de reducir los halogenuros de plata de la película d. Lavado intermedio: después del revelado las películas se separan con agua durante un minuto y en los primeros 15 segundos se agitara enérgicamente o también se puede hacer una inmersión en una solución de 30 ml de acido acético por cada litro de agua e. Fijado: se introducen las películas en el fijador y durante los 30 primeros segundos se deben agitar continuamente y luego se dejan en este baño durante 10 minutos f. Lavado final: las películas se dejan en agua durante por o menos 30 minutos

g. Secado: se dejaran secar las películas Tabla 11 Tiempos asignados para sumergir la película en el revelador Per. induct 0.25 a 0.5 h 0.5 a 2 h 2 a 8 h 8 a 16 h 16 a 60 h 60 a 504 h Tiempo 1 seg 3 seg 10 seg 30 seg 1 min 2.5 min (Fuente: ensayos no destructivos para uniones soldadas)

6.4.6.4. Secuencia operativa. Para poner a funcionar el equipo se deben seguir los siguientes pasos - Verificar el equipo de seguridad (alarmas, dosímetro) el funcionamiento y buenas condiciones - Conectar la consola de controles al generador y a la línea de alimentación - Quitar la tapa de la consola de controles - Encender la consola - Seleccionar el tiempo de exposición - Preparar las películas con los respectivos portapelículas - Colocar la pieza a ser inspeccionada con la película la distancia conveniente - Colocar los interruptores para la intensidad de corriente y de potencia al mínimo antes de encender el generador - Encender el generador y seleccionar los valores de las variables - Después de transcurrido el tiempo fijado para el generador este se apagara automáticamente 6.4.7. Técnicas radiográficas Las radiografías de las uniones soldadas se obtendrán por el tipo y método de transmisión, situando la unión o la pieza entre la película y la fuente de radiación. Las técnicas radiográficas pueden ser las siguientes • Técnica de una sola pared: con la interpretación de la imagen en una sola pared pero con técnica de exposición en pared sencilla o doble pared • Técnica de doble pared: con interpretación de la imagen en las dos paredes atravesadas por la radiación

127 6.4.8. Ventajas y desventajas de la radiografía industrial. Ventajas: • Deja registro permanente de la prueba • Aplicable a defectos superficiales e internos • Aplicable a cualquier material Desventajas: • Requiere ciertas medidas de seguridad • El proceso de revelado es un poco complicado • Equipo costoso • Impracticable en piezas de geometría compleja. • Acceso a las dos superficies de la pieza. • Discontinuidades paralelas al haz de radiación. 6.5 DEFECTOS EN LA SOLDADURA DE ACEROS INOXIDABLBES AUSTENITICOS Los defectos en la soldadura, pueden definirse como la falta de homogeneidad en las características físicas y metalúrgicas en la unión soldada. En general es un cambio abrupto en la estructura cristalina típica en la soldadura, que en consecuencia perjudicaran la solidez de la soldadura, haciéndola inapropiada para el uso a que fue destinada. Las causas de estos cambios en la soldadura de aceros inoxidables austeniticos pueden ser porosidades, inclusiones de escoria y tungsteno, fusión incompleta, falta de

penetración, socavaduras y materiales extraños que producen el decremento de la calidad de la soldadura. Existen directrices que clasifican los diferentes defectos en las soldaduras como relevantes o no relevantes, en la función que se dispondrá para la unión soldada, dichos criterios están basados en la posibilidad de que los defectos encontrados produzcan fallas de la soldadura durante la operación de la unión soldada. Para el caso especifico de de una unión de soldadura con defectos mínimos tolerables, se deben tomar consideraciones que van desde corrección de la unión soldada o aceptar que la unión trabaje con dicho defecto. Los defectos de soldadura se pueden clasificar en 6 grupos diferentes, que se especificaran a continuación: 6.5.1 Porosidades Las porosidades se pueden definir como vacíos libres de todo material solidó existentes en la zona de soldadura, que se crean en el proceso de soldadura, cuando reacciones químicas inherentes al proceso liberan gas, que queda atrapado en la masa metálica de la soldadura en el momento en que se enfría y se solidifica. La porosidad se presenta en forma de pequeñas cavidades o huecos esféricos en la unión de soldadura, que no tiende a ser prolongados como las fracturas. Los poros pueden tener formas esféricas, semiesféricas o tubulares y pueden tener tamaños variados acordes a la pieza metálica que las contiene.

128 Las porosidades se pueden clasificar en tres grupos diferentes como son: Porosidad Lineal, que aparece en la pasada del fondo de raíz y están distribuidas en un eje paralelo a lo largo del cordón de soldadura. La Porosidad de Dispersión Uniforme, donde las cavidades se encuentran distribuidas de manera uniforma en todo el volumen del metal de la soldadura. Y por ultimo La Porosidad de Grupos, donde los poros se encuentran distribuidos en grupos separados en tramos de metal de soldadura libre de porosidad, este tipo de porosidad esta asociada a cambios en las condiciones de aplicación de la soldadura, como cambios en el arco eléctrico en los procesos de soldadura por arco o en el caso particular en el proceso SMAW, al detenerse e iniciar la soldadura al cambiar el electrodo. Existen diferentes herramientas encaminadas a prevenir la aparición de poros dentro de la unión soldada, que estarán asociadas con el tipo de proceso de soldadura que se aplique, en caso general para el proceso de soldadura por arco SMAW, la porosidad puede disminuirse evitando altas corrientes en el proceso o disminuyendo la longitud del arco en el proceso, debido a que estos dos procesos pueden dar lugar a un consumo elevado de elementos desoxidantes en el recubrimiento del electrodo durante el proceso de soldadura, que dejan cantidades insuficientes para combinarse con los gases, que hay

en el metal fundido, durante el enfriamiento. Por otra parte se tiene el factor de velocidad de avance en el proceso, que cuando es elevado originara porosidad en la unión soldada, porque al tener un movimiento rápido del electrodo, se tendrá una perdida rápida de calor en el charco de material fundido, enfriándose con rapidez, lo que originara que los gases quedes atrapados en el metal de soldadura. 6.5.2 Fracturas Las fracturas están definidas como separaciones estrechas en el metal solidó de la soldadura, que pueden estar ubicadas de varias formas como: longitudinales, transversales, radiales etc. Este tipo de defecto esta considerado como el más importante dentro de los defectos de la soldadura. Las causa que originan este tipo de defecto pueden ser diversas como: enfriamientos bruscos, exceso de temperatura, deficiencia de técnica de soldadura entre otras. Este tipo de defectos puede presentarse a lo largo del proceso de soldadura, particularmente en el periodo de enfriamiento y al final del proceso de soldeo, cuando la pieza ha llegado a temperatura ambiente, a causa de los esfuerzos de tensión interna en la pieza soldada. Las fracturas se subdividen en dos tipos principales, como son: Las Fracturas de Superficies, donde se pueden encontrar fracturas con longitudes y profundidad muy pequeñas, que pueden determinarse por inspección visual por medio de líquidos penetrantes o polvos electromagnéticos. Por ultimo podemos encontrar Las Fracturas Internas, que están compuestas por aquellas fracturas que se presentan en el interior de la pieza metálica o debajo del cordón de soldadura y su detención se logra a través de la utilización de pruebas de ultrasonido y radiográficas. 6.5.3 Fusión Incompleta o Falta de Penetración Este tipo de defecto se da cuando la fusión no alcanza la raíz de la unión, zona en la cual las partes a unir poseen la menor distancia de separación. En consecuencia en este tipo de defecto la falta de penetración no permite formar el cordón de raíz en la unión soldada.

129 La soldadura debe penetrar la unión de las partes soldadas con base al espesor de estas, donde la preparación de las piezas a soldar esta sujeto a los esfuerzos mecánicos que la pieza debe soportar en su vida útil, en consecuencia la aparición de este tipo de defectos, reduce la resistencia mecánica de la junta, haciendo peligroso su uso. Las causas asociadas a este defecto son: diseño inapropiados de la junta, utilización de electrodo de diámetro inadecuado, rápida velocidad de avance, amperaje bajo y manejo inadecuado del equipo. 6.5.4 Inclusión de Escoria

Este defecto de soldadura se da cuando los metales o materia sólida quedan atrapados dentro del cordón de soldadura, este tipo de inclusiones pueden distribuirse de manera continua o intermitente a lo largo del cordón de soldadura y su aceptación en la unión soldada dependerá de la especificación y características que posea la unión soldada. Este tipo de defectos pueden relevarse mediante inspecciones radiográficas en las uniones soldadas. En este defecto podemos encontrar dos tipos de inclusiones, como son las inclusiones denominadas de escoria, donde en proceso de soldadura como el SMAW, los óxidos y otros materiales quedan atrapados en el metal a soldar y en el metal base fundido, los materiales atrapados provienen del revestimiento del electrodos o pueden ser partículas no retiradas en la limpieza de las superficies de las piezas a unir. En el caso particular de los aceros inoxidables austeniticos se debe limpiar con mucho cuidados la pintura, el aceite y todo material extraño que exista en el metal base. Por otra parte se encuentra las inclusiones de tungsteno en el proceso TIG, donde las particular del electrodo no consumible de tungsteno, quedan atrapadas en la zona de soldadura, convirtiéndose en puntos indeseables de gran dureza en el cordón de soldadura. 6.5.5 Defectos De Contornos, Socavado, Concavidades, Traslape, Cordones Irregulares y Rechupes. Se denomina socavamiento a la eliminación por fusión de la pared en una ranura de soldadura ubicada en la orilla de la corona del cordón, así como en la orilla del cordón de raíz, parte inferior del cordón, este defecto disminuye la resistencia a tensión en la junta soldada, y las posibles causas son: • Manejo inadecuado del electrodo en proceso (SMAW). • Corriente excesiva en el proceso Este defecto puede ser controlado, de tal forma que la longitud del mismo estará dentro de los parámetros especificados y no constituirá un defecto profundo, y de esta forma no considerarse un defecto de soldadura. En el caso de las concavidades, la superficie de la cara externa o la superficie de la raíz de la raíz interna poseen un nivel por debajo de la superficie adyacente del metal base, en el caso particular de concavidad en la superficie externa de la cara, el defecto se puede evitar rellenando por completo la unión soldada, por otro lado cuando la concavidad se ubica en la raíz interna no se puede tener acceso a la zona, y por ende para arreglar la unión debe removerse por completo el cordón de soldadura en la zona.

130 Por otra parte los rechupes, son discontinuidades originadas por la falta de metal de aporte en el cordon de soldadura, fenomeno resultante de la contraccion del metal fundido localizado en la cara de la soldadura. El defecto de traslape, aparece cuando una porción de metal depositado sobresale más allá del límite de la soldadura o de su raíz, este fenomeno es consecuencia de la

aparicion de un falso borde de la soldadura, posicionandose el metal de aporte sobre el metal base sin haberlo fundido, por causa una selección erronea de materiales y la falta de una preparacion adecuada de las piezas a unir. 6.5.6 Defectos Diversos en Soldadura Entre los defectos diversos y de mayor frecuencia de aparicioen soldadura de aceros inoxidables austeniticos encontramos los siiguientes: Salpicaduras: en procesos de soldadura por arco electrico, las salpicaduras se denominan a los globiulos de metal de aporte transferidos durtante el proceso de soldadura adheridos a la superficie del metal base, o a la zona fundida ya solidificado. En procesos de soldadura por arco la aparicion de salpicaduras es inhrente al proceso, pero deben limitarse eliminandolas de la superficie soldada, debido a la posibilidad que tiene este tipo de defecto en originar microfisuras. Desalineación: este tipo de discontinuidad, se presenta cuando las uniones soldadas a tope estan ubicadas en forma desalineada, que puede dar lugar a un borde sin fundir, la normatividad regula esta desalineacion en funcion del espesor de las partes a soldar. Quemon: esta definido como una porcion de cordon de raiz, donde una excesiva penetracion en el proceso, causa que el metal de soldadura sea sopladao al interior, presentandose como una depresion no alargada en forma de crater en la raiz.

131 7. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES � Los aceros inoxidables a diferencia de los aceros al carbono, se clasifican dependiendo del tipo de fase metalúrgica predominante y no por su composición y también de acuerdo a ella tienen distintas aplicaciones. � Los aceros inoxidables sufren de tipos de corrosión distintos a los típicos y sus propiedades químicas que los hacen resistentes a ciertos ambientes agresivos son fuertemente influenciadas por los elementos aleantes que los componen por esta razón se debe tener muy presente la composición del acero para hacer una correcta elección según el ambiente de desempeño. � Dentro de los aceros inoxidables, los austeníticos, son los que poseen una mejor soldabilidad ya que no son susceptibles al temple lo cual evita que se formen zonas frágiles en la ZAC. � La definición de soldabilidad en los aceros inoxidables austeniticos esta basada en la resistencia química después de haber realizado la unión, donde la condición esencial es el contenido de carbono, el cual debe estar por debajo de un limite, que estará establecido de acuerdo a las condiciones de soldadura, es decir al tiempo trascurrido en el intervalo de temperaturas criticas de precipitación. � La precipitación de carburos, denifido como la reacción química del carbono con el cromo, puede controlarse de dos maneras diferentes, la primera es el control del contenido de carbón, con un porcentaje por debajo de 0.03%, lo cual elimina la formación de carburos de cromo, es el caso particular del acero inoxidable austenítico 304L y 316 L (carbono extra bajo). La segunda forma de prevenir una precipitación de carburos es la utilización de elementos estabilizadores como el caso del titanio y el niobio, elementos

que se combinan con el carbono para formar carburos de titanio y de niobio, que resisten la corrosión. � En las soldaduras de aceros inoxidables austeniticos pueden ocurrir micro fisuras o grietas, durante o después de haber finalizado el proceso de soldadura, jugando de esta manera un papel muy importante el nivel de ferrita en el metal soldado, con un 5 a 10% de niveles de ferrita se logra controlar las grietas producidas en caliente y microfisuras. En caso especifico de los acero inoxidables austenitcos (serie 300), la ferrita se controla con la composición y la velocidad de enfriamiento de la soldadura, de esta forma se tiene que cuanto mas alto sea la velocidad de enfriamiento en el proceso mayor será el contenido de ferrita.

132 � En el proceso de soldadura de aceros inoxidables austeniticos, se recomienda mantener la temperatura del material base (ZAC), lo mas baja posible, condición que se puede lograr utilizando bajas intensidades de corriente en los procesos de soldadura por arco eléctrico, cordones cortos, dando tiempo a la pieza se enfrié entre cordones de soladura aplicados. � Una de las características más importantes en los procesos de soldadura para aceros inoxidables austeníticos es la protección de la atmósfera cercana al metal fundido, lo cual mejora la calidad de las uniones. � Para compensar la poca fluidez del acero inoxidable fundido y la baja penetración en en el proceso de soldadura, las juntas en la soldadura de aceros inoxidables austenítico deberán tener un chaflán y una pasada de raíz mas anchos, con respecto a las juntas utilizadas en los aceros al carbón. � En los procesos de soldadura de acero inoxidable austeniticos es de gran importancia la preparación de los elementos de unión, como la limpieza de los bordes, y la superficie adyacente, de lo contrario se podrían causar defectos en la soldadura como son falta de fusión, fisuras y porosidad. � En el proceso de soldadura por arco SMAW. Las juntas en general deben diseñarse con suficiente espacio, para de esta forma remover la escoria fácilmente. Por otra parte en el proceso es preferible la utilización de perfiles lisos, para realizar de una mejor forma la limpieza de la unión soldada. � Las pruebas mecánicas usadas para determinar la soldabilidad de los metales están por lo general orientadas determinar las características de ductilidad y dureza del material ya que esta es la propiedad que mas determina si un acero es soldable o no, puesto que este puede fallar si la ZAC se fragiliza.

� A diferencia de los ensayos mecánicos, las pruebas no destructivas no informan sobre la soldabilidad del material sino sobre la calidad del proceso de soldadura, ya que se usan para detectar defectos. � Es necesario conocer y manejar adecuadamente las diferentes variables que afectan cada proceso para garantizar una soldadura de calidad y como consecuencia un óptimo desempeño de la estructura soldada en servicio. � El principal factor que afecta a soldabilidad de los aceros inoxidables es la pérdida de la ductilidad del material debido a las altas temperaturas lo que favorece el agrietamiento de las uniones. � Para detectar fallas en las uniones soldadas existen varios ensayos no destructivos y dependiendo de la situación se elegirá el mas adecuado el cual se puede siempre acompañar por la inspección visual que es el método mas sencillo y económico y además permite su aplicación antes durante y después de su aplicación.

133 ANEXO A

134 Tabla 1. Designación y composición de aceros inoxidables estándar.

135 Tabla 1. Designación y composición de aceros inoxidables estándar. (Continuación)

136 Tabla 1. Designación y composición de aceros inoxidables estándar. (Continuación)

137 Tabla 1. Designación y composición de aceros inoxidables estándar. (Continuación) (Fuente: ASM Metals Handbook Vol 13)

138 Tabla 2. Designación y composición de aceros inoxidables no estándar.

139 Tabla 2. Designación y composición de aceros inoxidables no estándar. (Continuación)

140 Tabla 2. Designación y composición de aceros inoxidables no estándar. (Continuación)

141 Tabla 2. Designación y composición de aceros inoxidables no estándar. (Continuación) (Fuente: ASM Metals Handbook Vol 13)

142 ANEXO B

143 144 145 (Fuente: Welder.s Handbook Air products)

146 ANEXO C

147 Probeta rectangular transversal para el ensayo de tracción Notas: 1. La platina que se ensaya tiende a romperse o a desgarrarse cerca del hombro. En estos casos, la dimensión “C” no debe ser mayor de 1 1/3 veces “W” 2. El refuerzo de la soldadura y la platina de respaldo, si los hay, se deben nivelar con la

superficie de la probeta. 3. Cuando el espesor “t” del ensamble soldado de ensayo es tal que no proporcionaría una probeta dentro de las limitaciones de capacidad del equipo de ensayo disponible, la probeta se debe partir a lo ancho del espesor, en el número de probetas que sean necesarias. 4. La longitud de las secciones reducidas debe ser igual al ancho de la porción más amplia de soldadura, más ¼ de in (6.5 mm) mínimo a cada lado Fuente: Norma NTC 2156

148 ANEXO D

149 Probeta longitudinal y rectangular para el ensayo de tracción (Placa) Notas: 1. El refuerzo y soporte de la soldadura, si los hay, se deben nivelar con la superficie de la probeta. 2. El ancho B de la soldadura puede variar para aproximarse a ½ “W” mediante la selección de un espesor de espécimen apropiado, T, y de su ubicación dentro de la soldadura. 3. El ancho “W” se puede variar dentro de lo razonable para adaptarse a la aproximación de B = ½ “W” si no es posible cumplir los requisitos de la Nota 2. 4. Las secciones de agarre de la probeta deben ser simétricas con la línea central de la sección reducida, dentro de 1/8 de in (3.0 mm) Fuente: norma NTC 2156.

150 BIBLIOGRAFIA LIPPOLD,Jhon y KOTECKI, Damian. Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steels, Jhon Willey & sons Publications. ASM, Metals Handbook Volume 3. Alloy Phase Diagrams ASM, Metals Handbook Volume 6. Welding Brazing and Soldering ASM, Metals Handbook Volume 8. Mechanical Testing and Evaluation ASM, Metals Handbook Volume 13. Corrrosion. ASM, Metals Handbook Volume 17. Nondestructive Evaluation. Rodríguez, Pedro Claudio. Manual de soldadura electrica MIG TIG. Editorial Alsina O’Brien, Robert. Jeffersons Welding Encyclopedia. American Welding Society Welders Handbook For Gas Shielded Arc Welding, Oxy Fuel Cutting & Plasma Cutting. Air products. Storerand Jay y Haynes John H, The Waynes Welding Manual. Editorial Haynes. Kou, Sindou. Welding Metallurgy. Jhon Willey & sons Publications. West Arco, Catálogo de productos Askeland, Donald. Ciencia e ingenieria de los Materiales. International Thomson Edtores Metal Progress Data Book Mendel Soldadura por Arco. Introduccion a la Metalurgia de la Soldadura ICONTEC, Norma tecnica Colombiana NTC 2156 Pro-Fusion Technologies Inc, sitio web 2003 www.gagemall.com www.corpacer.com.co www.indura.com www.solmax.com