Soldadura Acero Hadfield

Universidad Tecnológica Nacional Facultad Regional Córdoba Posgrado: Especialización en Soldadura

Universidad Tecnológica Nacional

Integrantes: Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián Año: 2012

Universidad Tecnológica Nacional Facultad Regional Córdoba

Posgrado: Especialización en Soldadura.

Objetivo: Este estudio va a tratar sobre la soldabilidad de un acero de alto porcentaje de Manganeso (tipo hadfield) contra un acero con recubrimiento de cinc y un acero al carbono (ASTM A36). Este tipo de soldadura se presentó en una industria de mantenimiento mantenimiento ferroviario, donde se necesita utilizar utilizar placas de acero tipo HADFIELD (ASTM A128 Gr. A) soldadas a los pedestales de bogies cuyo material es ASTM A36, suplementadas con placas recubiertas de cinc de pequeño espesor. Se van a analizar los aspectos metalúrgicos, como la resistencia de la ZAC, la disminución de la resistencia de la zona soldada, la facilidad de soldeo con la utilización de distintos tipos de electrodos que se puedan conseguir en el mercado nacional, los costos de soldadura. Como resultado de este estudio se tendrá una EPS (especificación de proceso de soldadura) para este caso en particular, con la indicación del tipo de electrodo, la forma de preparación de juntas, tratamientos térmicos, parámetros de soldadura, etc. Se evaluaran distintos consumibles disponibles en el mercado buscando la mejor opción que conjugue buena calidad calidad de la junta y costo asociado. asociado.

Figura Nº1 – Bogie Bogie

Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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Introducción. El acero austenítico al manganeso fue desarrollado por Robert Hadfield en 1882, por lo que fue denominado acero Hadfield. Es un tipo de acero de gran resistencia al desgaste, utilizado en cruces de vías, mordazas de trituradoras, interiores de tanques de trituración y molienda de minerales, excavadoras, orugas de tanques e industria pesada en general. Son aleaciones no magnéticas extremadamente tenaces en las cuales la transformación martensítica de la austenita, durante un rápido enfriamiento desde temperaturas de austenización, ha sido suprimida por una combinación de alto contenido de manganeso y carbono que estabilizan la austenita a temperatura ambiente y bajan el Ms (inicio de transformación martensítica) por debajo de 0ºC. Estos aceros están caracterizados por sus propiedades mecánicas como son: alta resistencia a la tracción y a la compresión, alta ductilidad y excelente resistencia al desgaste. El acero Hadfield es el único que combina alta resistencia y ductilidad con gran capacidad de endurecimiento por deformación en frio y, usualmente, buena resistencia al desgaste. Este endurecimiento por deformación generalmente solo es realizado en la superficie, debido principalmente al aumento de la cantidad de maclas de deformación y a la generación de fallas de apilamiento en la estructura. El otro método de endurecimiento de este tipo de acero es por medio de la precipitación homogénea de finos y duros carburos, que evitan o dificultan el movimiento de las dislocaciones. Y un tercer mecanismo de endurecimiento es por la transformación inducida por la deformación a la fase martensítica de la austenita, pero esta en menor medida, ya que es solo para los aceros de menor %Mn. Los aceros austeníticos al manganeso presentan ciertas propiedades que tienden a restringir su uso, por ejemplo, son difíciles de maquinar y usualmente tienen esfuerzos de fluencia de 345 a 415 MPa (50 a 60 Ksi). Consecuentemente no son aptos para partes que requieren alta precisión durante el maquinado o que deben resistir deformación plástica cuando son sometidos a altos esfuerzos durante el servicio. Sin embargo el martilleo, la deformación en frio y/o los choques explosivos aumenta su resistencia a la fluencia (σ0.2) en la superficie, mientras que el núcleo se sigue manteniendo tenaz (con la resistencia mecánica original). Los aceros Hadfield tienen una composición nominal de 1.2%C y 12 a 13%Mn como elementos esenciales. Las aleaciones comerciales usualmente varían en el rango de 1 a 1.4%C y 10 a 14%Mn como lo establece la norma ASTM A128. Composición Química en %p/p Elemento

C

Mn

Si

P

S

Mo

N

Cu

ASTM A-36

0,25 máx

--

0,40

0,04 máx

0,05 máx

--

--

0,20 mín*

ASTM A-128 Grado A

1,05 1,35

11,0 mín

1,00 máx

0,07 máx

--

--

--

--

ASTM A-128 Grado E1

0,70 1,30

11,5 – 14,0

1,00 máx

0,07 máx

--

0,9 – 1,2

--

--

ASTM A-128 Grado E2

1,05 1,45

11,5 – 14,0

1,00 máx

0,07 máx

--

1,8 – 2,1

--

--

*cuando es requerido en la compra. -- no especificado.

Tabla Nº1 – Composición química según norma de los metales a unir.


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Cálculos de resistencias. En la Figura Nº2 se puede observar la configuración del montaje de la placa de acero Hadfield que se pretende unir a un acero estructural, con la interposición de una chapa cincada. Esto es necesario debido a que con esta configuración se obtiene la altura justa y necesaria para todo el montaje.

Figura Nº2 – Detalle de las placas donde van a ser unidas.

El montaje es como sigue: entre los dos pedestales del bogie se desliza un componente que sostiene el par montado (ruedas montadas la eje) del bogie, la separación o luz de la superficie de los pedestales al componente que desliza debe ser de 2 mm. Las superficies de fricción son justamente las que se recambian normalmente con estas placas de acero hadfield. Esta placa está sometida principalmente a una fuerte erosión debido al rozamiento de los componentes, como así también a golpes debido a las vibraciones propias del andar del tipo de vehículo. Para el cálculo de los esfuerzos a la cual está sometida la placa, se utilizó el Código UIC 515-4 (International Union of Railways) que es específico para este tipo de vehículos. Con la ayuda de la publicación AWS design for welding , podemos calcular la carga que va a soportar cada cordón de soldadura, teniendo en cuenta los valores resultantes de los esfuerzos encontrados y con el método de calculo de Load and Resistence Factor Design (LRFD). Los cálculos se detallan en el Anexo 1. De esto se extrae la siguiente conclusión:  

_La tensión por unidad de longitud que estará sometido el cordón de soldadura es de: 25,57N/mm. _Si tenemos un cateto del cordón de soldadura de 4mm, como resultado nos da que para la cantidad de soldadura que deseamos aportar, necesitaremos un material de aporte con una resistencia mecánica nominal de mínimo 9 MPa o 1305psi

Este último valor es bastante bajo para lo comúnmente utilizado en soldaduras de reparación, con lo cual nos indica que la soldadura desde el punto de vista mecánico estático no va a tener problemas.


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Estudio de Soldabilidad. El acero Hadfield tiene una microestructura austenítica, esto es debido al alto porcentaje en Manganeso y Carbono, ambos elementos gamágenos o estabilizadores de la fase austenítica. Los aceros de la placa cincada y del pedestal son de microestructura ferrítica, que es la más estable del hierro puro, a la temperatura ambiente. Esto anterior nos indica que estamos en presencia de una soldadura de dos materiales completamente distintos, con respecto a su microestructura y en gran parte con respecto a su composición química, razón por la cual los analizamos como soldadura de aceros disímiles. La alta resistencia del acero al manganeso es el resultado del sinergismo entre el manganeso y el carbono. Como se suprimen otras fases que no sean la austenítica, el manganeso no solo incrementa la solubilidad del carbono a baja temperatura, sino que también alienta a una estructura sobre saturada en carbono. Estos ambos puntos incrementan la resistencia y la capacidad de endurecimiento por deformación del acero. Las propiedades mecánicas de los Hadfield entonces son muy influenciadas por sus contenidos en C y Mn, la figura 3 muestra las variaciones de las propiedades mecánicas fundamentales en función del contenido de carbono, para un contenido fijo de Mn en 13%.

Figura Nº3 – Variación de las propiedades del acero al manganeso con 12,2 al 13,8%Mn. Datos de fundiciones de 3,5 a 4,5 Kg con cerca de 25mm de espesor. Templadas a 1040 a 1095ºC.

La meseta o disminución de las propiedades por encima de los aproximadamente 1,0 a 1,35%C es debido a que el aumento en el contenido de carbono incrementa la dificultad para retener el carbono en solución, con la consecuente disminución de sus propiedades. Con un contenido por encima de los 1,4% C es muy difícil obtener una estructura libre de precipitados en borde de grano, con su consecuente disminución de resistencia a la tracción y alargamiento.

Influencia de los distintos aleantes: El contenido de Carbono de 0,7% (grados D y E-1) es usado principalmente para las piezas fundidas grandes o soldaduras, y similares contenidos de bajo carbono son especificados para metales de relleno de soldadura, para minimizar los problemas antedichos de precipitación de carburos. Los carburos pueden formarse durante la soldadura o durante el trabajo en servicio a temperaturas mayores a los 275ºC. Si el Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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carbono y el manganeso son mantenidos bajos (ej 0,53%C+8,3%Mn o 0,62%C+8,1%Mn) el endurecimiento por trabajo mecánico es debido a la formación de martensita α inducida por tensión (cubica centrada en el cuerpo). Sin embargo esta no provee un mejoramiento en la resistencia a la abrasión como es a menudo pensado. El manganeso contribuye a la vital estabilización de la austenita o retarda la transformación en el enfriamiento desde la temperatura de austenización a cualquier otra fase (como bainita perlita o precipitación de carburos y martensita por disminución del Ms). Así, en un simple acero con 1,1%Mn, la transfomación isotérmica de la austenita a los 370ºC es retardada por 15 seg. Y si tenemos 13%Mn la transformación es retardada a más de 48 hs a esa misma temperatura. Por debajo de los 260ºC la transformación de fase y precipitación de carburos es tan ralentizada que se la puede suponer como suprimida, y en ausencia de deformación si el contenido de manganeso supera los 10%. 800 700 600 ) C º 500 ( a r u 400 t a r e p 300 m e T

Acero 0,3%Mn Acero 1,1%Mn Acero 13%Mn

200 100 0 1,E-01

1,E+01

1,E+03

1,E+05

1,E+07

Log tiempo (seg)

Figura Nº4 – Esquema de forma de variación de estabilización de la austenita con el %Mn.

El contenido de fosforo es a menudo mantenido por debajo del 0,04%, a pesar de que la norma ASTM A128 permite hasta el 0,07%, esto es gracias a los nuevos ferro-manganeso con contenidos de fosforo muy bajos. Niveles por encima del 0,06% P producen una disminución del alargamiento a alta temperatura, y frecuentemente es causante de hot tears en las piezas coladas, y además produce fisuras en la parte inferior del cordón de soldadura (ZAC). Por esto, es ventajoso mantener el contenido de fosforo lo más bajo posible, para los grados o tipos de chapas que son soldables, y para los electrodos que son para soldaduras de aceros al manganeso, como así también para las fundiciones de piezas grandes. El cromo es a menudo utilizado hasta un 18% en los electrodos de bajo carbono para la soldadura de aceros al manganeso. El Molibdeno es añadido usualmente entre 0,5% y 2% para mejorar la tenacidad y resistencia a la fisuración en piezas fundidas en condición as-casting y aumenta la resistencia a la fluencia de grandes piezas fundidas en la condición solubilizada y templada. Estos efectos ocurren debido a que el molibdeno se distribuye en el acero al manganeso: una parte en la matriz austenítica (solubilizado) y otra parte formando carburos primarios en la solidificación. El molibdeno en solución suprime la formación de precipitación de carburos de manganeso y perlita, incluso cuando la austenita es mantenida por encima de Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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los 275ºC durante la soldadura o en servicio. El molibdeno en forma de carburos primarios tiende a cambiar la morfología de solidificación, ya que las dendritas de austenita se desarrollan en torno a los carburos produciendo una forma nodular menos perjudicial, especialmente cuando el contenido en molibdeno es mayor al 1,5%. Los grados con Molibdeno del orden del 1% (ASTM A128 grado E-1; AWS A5.13-grado EFeMn-B) son resistentes a los efectos del recalentamiento que limita la utilización de los grados B-2, B-3 y B-4. El grado E-1 es utilizado en fundiciones de grandes tamaños, como rodillos o trituradores, que son recalentados para la reconstrucción con soldadura de recargue (build-up). El grado E-2 que contiene cerca del 2%Mo tiene un tratamiento térmico especial para desarrollar una estructura de finos carburos distribuidos uniformemente en la austenita. Es importante aclarar que cantidades mayores al 1%Mo incrementa la susceptibilidad de los aceros al manganeso a las fusiones incipientes durante su tratamiento térmico. Las fusiones incipientes son referidas a los fenómenos de licuación que ocurren debido a la presencia de compuestos de bajo punto de fusión, principalmente en las áreas interdendríticas, ya sea en los límites de grano o dentro de un grano. Esta tendencia es agravada por contenidos de fósforo altos (P>0,05%) y altos niveles de carbono (C>1,3%). El Níquel , en cantidades de hasta el 4%, estabiliza la austenita debido a que permanece en solución sólida. Esto es particularmente importante para suprimir la precipitación de carburos en el rango de los 300 a 550ºC. Las adiciones de Ni incrementan la ductilidad, bajan ligeramente el límite elástico y disminuye un poco la resistencia a la abrasión de los aceros al manganeso. Entonces el Níquel es utilizado para los grados soldables de aceros al manganeso fundidos y forjados, incluyendo los electrodos de soldadura (ASTM A128-gradoD). En los productos forjados el Ni es a menudo utilizado en conjunto con el Mo. La estabilidad conferida por el níquel a los aceros al manganeso con respecto al recalentamiento se puede observar en la tabla 2 a, b y c.

Tabla Nº2a – Propiedades mecánicas de tres diferentes aceros al manganeso.


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Tabla Nº2b – Propiedades mecánicas de tres diferentes aceros al manganeso.


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Tabla Nº2c – Propiedades mecánicas de tres diferentes aceros al manganeso.

El Vanadio es un fuerte formador de carburos y su adición a los aceros al manganeso aumentan la Resistencia a la fluencia ( σ0,2) pero con la consecuente disminución de ductilidad. El vanadio es utilizado para el endurecimiento por precipitación en los aceros al manganeso en el orden de 0,5 a 2%. Debido a la estabilidad de los carbonitruros de Vanadio, es necesaria una mayor temperatura de solubilización (aprox 1150ºC) antes del envejecido (en general a temperaturas de 500ºC-600ºC). El Cobre, como el niquel ayuda a estabilizar la austenita, en el orden del 1 al 5%. Los efectos del cobre sobre las propiedades mecánicas no está bien definido, pero en general se sabe que este tiende a producir fragilidad. Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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El Titanio puede reducir el nivel de carbono en solución en la austenita, debido a la formación de carburos muy estables, dando como resultado las propiedades como si fuera un acero al manganeso de bajo contenido de carbono. El titanio también neutraliza en parte el efecto pernicioso del fosforo, idea muy utilizada en Europa. Microaleaciones con >1% de Ti, V, B, Zr y N son añadidas para refinar el tamaño de grano, pero mayores niveles que esto, pueden producir grandes descensos del alargamiento o ductilidad. Por ejemplo N en cantidades mayores al 0,20% puede producir porosidad en las fundiciones. El contenido de azufre raramente influye en las propiedades. Debido al efecto “encapsulante” del manganeso al segregarlo de la matriz por la formación del compuesto insoluble de sulfuro de manganeso, de forma redondeada e inocua. La forma alargada de estas inclusiones en los productos laminados son la principal causa de su anisotropía, en cambio en las aleaciones fundidas no produce efecto alguno. Sin embargo, es necesario mantener el nivel de azufre lo más bajo posible, para evitar o minimizar discontinuidades en la matriz y así favorecer los posibles puntos de iniciación de fisuras por fatiga.

Influencia del sobrecalentamiento en los aceros al manganeso: Si un acero al carbono lo calentamos en general obtenemos como resultado un producto más blando y ductil, en cambio en los aceros al manganeso, es posible obtener una fuerte perdida de ductilidad cuando es recalentado, debido a precipitación de carburos y/o algunas transformaciones de la fase austenítica. Como regla general los aceros al manganeso nunca deben calentarse (en servicio) por encima de los 260ºC, a menos que sea seguido de un calentamiento de austenización y temple (tratamiento de solubilizado). El tiempo, la temperatura y la composición son las variables en el proceso de fragilización. Por ejemplo la relación tiempo-temperatura para un acero 13Mn-1,2C-0,5Si es indicado en la figura 5 y 6.

Figura Nº5 – Relación entre el tiempo y la temperatura para la fragilización de un acero 13Mn1,2C-0,5Si.


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Figura Nº6 – Fragilización de un acero al manganeso. Barras de 25mm de diámetro recalentadas un tiempo de 48hs a la Tº indicada.

Se puede observar que a 260ºC el tiempo necesario para la fragilización es de más de 1000hs, recalentamientos a 425ºC no deberán ser mayores a 1hr para evitar la fragilización. Esto nos indica que se debe prestar especial atención a la relación tiempo-temperatura para la soldadura de estos aceros al manganeso. Cuando un acero al manganeso con 12 a 14% Mn es calentado por encima de los 290ºC durante el servicio o la soldadura, es recomendable que el contenido de carbono sea por debajo del 1%, que detiene la fragilización por lo menos hasta tiempos de 48hs hasta una temperatura de 370ºC. La adición de 1% de molibdeno detiene el proceso de fragilización por lo menos hasta los 480ºC y lo suprime parcialmente en el rango de 480 a 595ºC (aprox 100hs). Si el contenido en carbono es menor a 0,9%C y se adiciona 3,5% de Níquel, detiene la fragilización hasta los 480ºC y por encima de esta temperatura la suprime parcialmente (también aprox 100hs) . Ver tabla 2a, b y c anterior La fragilización, según investigaciones desde el punto de vista de la micrografía, fue causada por la formación de carburos aciculares y perlita, en los granos de austenita de los aceros al manganeso básicos; por carburos nodulares rodeados de perlita en los granos de austenita de los aceros al manganesomolibdeno; y por el desarrollo de cementita proeutectoide alrededor de cada grano de austenita, en los tipos manganeso-niquel.

Soldadura de aceros al manganeso: De lo antedicho se puede deducir las siguientes aptitudes y dificultades a la hora de la soldadura de un acero al manganeso: principalmente este material es muy sensible a los re-calentamientos, fragilizandolos y llegando a punto tal de disminuirles drasticamente su tenasidad. Por esta razon es que la soldadura oxiacetilénica es prohibitiva para este fin, y dejando lugar solo a la soldadura eléctrica para este tipo de unión. El contenido de fosforo debería ser mantenido por debajo de 0,03% para minimizar las fisuras en caliente. Para la soldadura de aceros al manganeso en el comercio hay disponibles varios tipos de consumibles. La mayoria son utilizados para soldadura de recargue, para reparaciones y para uniones de acero al manganeso con él mismo o con acero al carbono. Alguno de estos se indican en la tabla 3, según los requerimientos de las normas AWS A5.13 y A5.21. Se puede observar que los contenidos de carbono son relativamente bajos, para evitar la precipitación de carburos cuando se enfrie luego de haberse calentado por efectos de la soldadura. Aunque estas formulaciones de consumibles son para evitar la fragilización Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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del deposito de soldadura, es tambien importante la utilización de un correcto procedimiento de soldadura (WPS/EPS) para evitar o disminuir los perjuicios la zona afectada por el calor (ZAC). Es generalmente recomendado que el metal adjacente a la soldadura no supere los 315ºC por un lapso mayor al minuto.

Tabla Nº3 – Típicos electrodos utilizados en la soldadura de aceros al manganeso.

Además de los electrodos indicados en la tabla anterior, que son de la norma AWS A5.13, es comun el uso de electrodos de aceros inoxidables como los tipo 308 o 310 de la norma AWS A5.4 para la reparación de grietas o reconstrucción de zonas dañadas. Factores que son a menudo pasados por alto son las perdidas de carbono, manganeso y silicio que ocurren durante la soldadura. A pesar de que los electrodos sean manufacturados para compensar las perdidas de estos elementos, inapropiadas técnicas de soldaduras, como el uso de excesiva longitud de arco o excesiva osilación pueden ocasionar perdidas adicionales. Y como resultado se van a tener inferiores propiedades en el metal depositado. Frecuentemente los aceros al carbono son soldados a aceros al manganeso con electrodos de acero inoxidable austenítico. Debido a que el metal depositado tiende a ser una mezcla o hibrido entre el metal base y el metal de aporte, este tiene propiedades bastantes diferentes. A menudo este es endurecible (templado) al aire, produciendo zonas martensíticas. La ductilidad de la martensita es baja, pero la resistencia es alta, y la soldadura en general es satisfactoria. El principal enemigo de este tipo de configuración son las grietas en la martensita. En cambio, si tenemos una chapa de acero de bajo carbono con 14Mn-1Mo soldada con una chapa 1045 con un electrodo EFeMn-A tendríamos una propiedades del oder de: σ0.2:435MPa, σm: 650MPa, A%:11, con la fractura en el 1045. Estas propiedades son superiores a varias soldaduras de aceros al carbono. Tambien se suele soldar los aceros al manganeso con aportes con Cr> 14% con bajo carbono, para piezas o partes gastadas, pero debido al bajo carbono se sacrifica mucha resistencia al desgaste, pero se gana en facilidad de mecanizado.

Precauciones para la soldadura: La principal consideración a la hora de la soldadura de los aceros al manganeso es mantener al mínimo la temperatura a la que llega el metal base, para evitar fragilidad debido a la precipitación de carburos. Esto anula completamente la posibilidad de precalentamiento. Los componentes de acero al manganeso por Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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tanto deben mantenerse los más frio posible durante su proceso de reparación. Esto es tanto así, que a menudo, las partes grandes a reparar son sumergidas en agua durante el proceso de soldadura. Bajo las más favorables circunstancias, algunos carburos van a aparecer, y resultarán en una ZAC que rara vez alcanza la tenasidad del metal base. Debido a que este tipo de acero en servicio seguramente está endurecido por deformación, se puede asumir que la parte desgastada o a reparar está endurecida. Esta superficie endurecida deberá ser retirada antes de la soldadura. Esto es porque es más facil que se nucleen las grietas en este metal endurecido y por tanto crezcan a traves de la ZAC. Esto tambien influye mucho en la resistencia a la fatiga. La baja conductibilidad térmica y a alta dilatación térmica de este tipo de acero tambien dificulta su soldadura y producen altas tensiones internas. Los cordones de soldadura estarán sujetos a tensiones tan pronto el metal se enfrie. Para minimizar las fisuras producidas por estas causas, es conveniente el shotpeening mientras el conjunto está caliente, produciendo una deformación plastica que cambia las tensiones hacia valores de compresión. Este shot peening debería ser realizado inmediatamente por lo menos hasta los 200mm del cordón de soldadura. En la tabla 4 se pueden observar típicas propiedades mecánicas de metales de aporte para soldadura de aceros al manganeso.

Tabla Nº4 – Propiedades mecánicas típicas de metales de soldadura austeníticos.


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Influencias por el cinc del galvanizado. Para la soldadura de aceros galvanizados (con recubrimiento de cinc) a menudo se utiliza el proceso de Soldering, el cual es un proceso de unión en que los metales base son unidos por un metal de relleno con una temperatura de liquidus (Tº de licuación) que no excede los 450ºC. Los materiales bases permanecen en estado sólido durante todo el proceso. Un ejemplo muy conocido para esta técnica de soldadura es la de estaño en los componentes eléctricos. En el caso de la soldadura de chapas galvanizadas se utiliza en general un aporte de bronce silicio (varillas o electrodos revestidos de bronce con aprox 3%Si, 1,5%Mn, 1%Sn, 1%Zn). La soldadura por arco eléctrico también es posible de utilizar, pero esta destruiría el recubrimiento adyacente al cordón de soldadura, disminuyendo por tanto la resistencia a la corrosión del elemento, para lo cual fue creado. Si se utiliza el procedimiento de arco eléctrico para la soldadura de acero galvanizado, buena ventilación deberá ser implementada para proteger al operador de los humos o gases de cinc cuando se suelda en espacios confinados. Si revisamos las propiedades físicas del cinc tenemos Tº de fusión del Zn: 420ºC Tº de ebullición del Zn: 907ºC Entalpia de vaporización: 115,3kJ/mol. (o 1,76kJ/gr) Las temperaturas a las que se llega con la soldadura SMAW es en la primer zona de la ZAC bastante mayor a la de la temperatura de vaporización, por tanto todo el cinc va a ser vaporizado y perdido del metal. Por esta razón es que no nos va a afectar en la sanidad de la soldadura la utilización de una chapa galvanizada con Zn, y es por esto que no lo vamos a tener en cuenta, a priori, en nuestro estudio.


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Normas aplicables. Las normas para la soldadura en aceros al manganeso son principalmente para realizar recargues o soldaduras de reparación para piezas sometidas a abrasión severa, ya sea por golpes o deslizamiento. Debido a que son para este tipo de piezas, es que los aportes son o bien de la misma clase (de alto manganeso) o ricos en carburos para otorgar gran resistencia al desgaste. Pero nuestro caso no es justo este, en el tipo de configuración que se está estudiando la soldadura es solo para montaje, no constituye un recargue debido a desgaste, ni la parte soldada va a ser el principal lugar a desgastar. La placa que se desea soldar es la que va a resistir el desgaste y abrasión, pero la soldadura es por la periferia, la cual no está en contacto principal con la zona de rozamiento o bien no constituye un área representativa para tener necesidad de resistencia al desgaste. Por esta razón no se utilizará este tipo de normas o códigos, ya que seria una inversión, en cuanto monetaria, mayor a la necesaria para esta tarea o solicitación. Sin embargo, no es una soldadura de poca importancia, debido a que la placa de acero al manganeso tiene una difícil soldabilidad, ya que tiende mucho a agrietarse y retener muchas tensiones internas. Por esta razón es que se necesita un fuerte estudio para la selección de un consumible que genere una unión sana y al menor costo posible. En este trabajo se va a analizar esta unión, como ya se ha dicho antes, como una unión de materiales disimiles, ya que una superficie es de un material ferrítico (baja aleación) y la otra es de material austenítico (alto Mn y C). En este caso usaremos el código AWS D1.6 “Structural welding code – Stainless steel ”, pero en realidad, este código es solo para inoxidables. Como se estudió en la parte anterior de “estudio de soldabilidad” hay dos formas de hacer a un acero austenítico, una es por la adición de Cr y la otra con la ayuda del Mn. Salvando las diferencias, los problemas son muy similares: Precipitación de carburos, perdidas de elementos aleantes en la matriz, grietas en la zona afectada por el calor. Por todo esto, se aplicará el código AWS D1.6 para aceros inoxidables, pero téngase presente que este está creado en esencia para los aceros inoxidables con cromo y níquel, razón por la cual no es aplicable al cien por ciento en nuestro caso, pero lo usaremos ya que nos es útil debido a su know-how en el campo de las soldaduras de disimiles.

AWS D1.6 Teniendo en cuenta el código AWS D1.6 (con la salvedad antedicha) al realizarse una unión de un material no listado en su conjunto de materiales pre-calificados, cualquier WPS que realicemos deberemos calificarlo. De igual modo podemos utilizar un WPS estándar y adaptarlo a lo nuestro, para luego calificarlo. Como premisa indica el punto 3.0 que los WPSs son precalificados para aceros austeníticos, con material de relleno que contenga un poco de ferrita delta (Fe δ). Para cualquier procedimiento de soldadura hay 5 puntos principales a fijar: Metal base, Proceso de soldadura, Metal de aporte, Tratamientos térmicos (pre o post) y parámetros de soldadura: Metal base: a este ya lo tenemos, son un acero al carbono contra un acero alto en manganeso. Proceso de soldadura: el proceso de soldadura, debido al volumen de producción y a las posibilidades nuestras, está fijado en el proceso SMAW (soldadura con electrodo revestido). Metal de aporte: esta es la principal incógnita (que también nos fijará los parámetros de soldadura). La analizamos abajo. Tratamientos térmicos: debido a lo antedicho en “estudio de soldabilidad” el único tratamiento térmico factible para realizar sobre un Hadfield es el de solubilización, es decir calentamiento para solubilizar todos los carburos presentes y temple. Por lo tanto la premisa para estos tipos de aceros es la de mantenerlos a la más baja temperatura durante el proceso de soldadura. Un calentamiento por debajo de los 1000ºC lo único que logrará es el de precipitar carburos y perder propiedades al acero. Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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Parámetros de soldadura: A priori se fijaran unos parámetros, para la realización de las primeras soldaduras, luego se modificaran de ser necesario para mejorar la calidad o sanidad de la soldadura obtenida. Esta es la otra incógnita a fijar.

Metal de aporte a utilizar. Los metales de aporte pre-calificados son listados en función de los grupos de materiales base a unir, que a su vez son función principalmente de su resistencia a la tracción ( σR ). Los valores de las propiedades mecánicas de nuestros aceros a unir son las siguientes. σR [MPa] σ0,2[MPa] Material A% ASTM A36 400-550 220-250 23 ASTM A128 760-900* 340-400* 30-50* *datos orientativos, ya que no están normalizados sus valores. Tabla Nº5 – Resistencias de los metales a unir.

Referencias ASTM A36 MH1 pag 1954

El código AWS D1.6 nos indica que deberíamos utilizar en el caso de soldadura de disimiles el material base con menor resistencia de los dos para la búsqueda del material de aporte. Si vamos a la tabla 3.3 de dicha norma, nos da los metales de aporte en función de la resistencia del metal base a soldar. Para el caso de soldadura con electrodo revestido (SMAW – AWS A5.4): Metal base de Resistencia a la tracción mínima de 520MPa: E308L-XX, E308MoL-XX, E309LXX, E309MoL-XX, E316-XX, E316H-XX, E-317L-XX, E347-XX. Metal base de Resistencia a la tracción mínima de 550MPa: E307-XX, E308-XX, E308H-XX, E308Mo-XX, E309-XX, E309Cb-XX, E309Mo-XX, E317-XX, E318-XX, E16-8-2-XX. Pero en el comercio nuestro solo se consiguen, dentro de los indicados anteriormente como posibles: E307-15 E308L-16 E309-16 E312-16 Se agregó el consumible E312 debido a que el proveedor de los mismos indicó como un consumible importante a tener en cuenta, que no está en la norma, pero que a él le ha dado buenos resultados. A continuación analizaremos cada consumible.

Análisis de cada consumible según composición química y microestructura. Yendo a la especificación AWS A5.4. para analizar más a fondo el tipo de consumible a utilizar, desde el punto de la soldadura de los aceros disimiles, esta especificación nos indica como orientativo que en general es beneficioso para el metal de soldadura austenítico que tenga un poco de ferrita (delta) libre, ya que esto es bien conocido que disminuye la factibilidad de fisuración. Sin embargo, esto anterior no debe ser tomado como norma, ya que varios centenares de soldaduras se realizaron obteniendo un metal de relleno del 100 % de microestructura austenítica y no se tuvieron grietas ni problemas en servicio con el correr de los años. Generalmente la ferrit a libre “ayuda” cuando se tienen soldaduras restringidas (mecánicamente) soldaduras largas o grandes y/o cuando es de difícil soldabilidad, para obtener una soldadura sana. La medición de la ferrita libre se puede hacer por medio de un aparato magnético, el “ferritoscopio”, ya que la ferrita es magnética. La Welding Research Council estableció el término Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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“Ferrita number FN o número ferrita” para ser usado en lugar de % de ferrita. Hasta el 10% de ferrita el Nºferrita y el porcentaje son iguales, luego comienza a crecer más el FN que el porcentaje. El contenido de ferrita en el cordón de soldadura puede ser calculado desde la composición química del metal depositado. Esto puede ser hecho desde varios diagramas constitucionales, como el WRC-1988, el de Espy, y el de DeLong. El diagrama WRC 1988 predice el contenido de ferrita en Ferrita number FN, este diagrama es uno de los más nuevos. Se denota en este cálculo que este diagrama es independiente del contenido de Si y Mn, este diagrama WRC es aplicable para aceros con contenidos máximos de: Mn:10%, Mo:3%, N:0,2% y Si:1%, razón por la cual no lo podremos utilizar en nuestro cálculo, ya que el principal aleante de uno de los aceros a unir es de alto manganeso. Cabe destacar que este es muy utilizado para la soldadura con la serie “300”. El diagrama de Espy calcula el porcentaje de ferrita en FN en aceros inox de la serie 200 que tienen porcentajes de Manganeso hasta un 15% y Nitrógeno hasta un 0,35%. El diagrama de DeLong es una modificación del diagrama de Schaeffler, prediciendo hasta un contenido de 18 FN. Este diagrama incluye el nivel de Nitrógeno para la predicción de FN. Las modificaciones de DeLong al diagrama de Schaeffler mejoraron mucho las correlaciones entre lo predicho y lo obtenido, es por esta razón que el diagrama de Schaeffler ya no es más utilizado. Con todo esto anterior, y con lo indicado en el Anexo informativo I7 del AWS D1.6 para los lineamientos generales para la soldadura de disimiles (un acero al carbono contra un acero inoxidable), podemos sacarle provecho al diagrama indicado y de esta manera tener a priori un acercamiento de como saldrán los cordones, con los electrodos que se consiguen en el comercio y que son rentables para el proceso. El diagrama que utilizaremos será el de Espy, debido principalmente a que permite la utilización de un acero alto en Mn. Abajo se dan los resultados:

Composición química máxima permitida

Metal Base

Metal de Aporte

Elemento

C

Cr

Ni

Mo

Nb

Mn

Si

P

S

N

Cu

ASTM A-36

0,25

-

-

-

-

-

0,40

0,04

0,05

-

-

ASTM A-128 Grado A

1,35

-

-

-

-

11

1

0,07

-

-

-

E307-15

0,14

21,50

10,70

1,50

0,00

4,75

0,90

0,04

0,03

0,00

0,75

E308L-16

0,04

21,00

11,00

0,75

0,00

2,50

0,90

0,04

0,03

0,00

0,75

E309-16

0,15

25,00

14,00

0,75

0,00

2,50

0,90

0,04

0,03

0,00

0,75

E312-16

0,15

32,00

10,50

0,75

0,00

2,50

0,90

0,04

0,03

0,00

0,75

Tabla Nº6 – Composición química de los elementos a unir. Datos en %p/para y valores máximos permitidos por norma.


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Por Espy Material

Ni eq

Cr eq

ASTM A-36

7,5

0,6

ASTM A128 Grado A

36,6

1,5

E307-15

5,8

24,4

E308L-16

1,1

23,1

E309-16

7,4

27,1

E312-16 3,9 34,1 Tabla Nª7 – Resultados obtenidos por las formulas de Espy para Ni eq y Creq.

Metal Base

E309-16 E307-15 E312-16 E308L-16

Figura Nº7 – Diagrama de Espy AWS A5.4, apéndice A6. Indicando los puntos para cada electrodo posible a utilizar, con sus correspondientes resultados con 30 y 50% de dilución del metal base mezcla. (ver Anexo 2)

Como resultado del análisis por medio del diagrama de Espy tenemos: (por la regla de la palanca) E307-15 o 30% Dilución: Nos da un 5% de ferrita, lo cual es bueno, y Austenita pero tendríamos algo de Martensita. o 20% Dilución: Nos da un 20% de ferrita, es un tanto alto, y además nos sigue dando cantidad de Martensita.


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E308L-16 o 30% Dilución: Nos da un metal de aporte de aprox 10% de ferrita. Con Austenita y gran cantidad de Martensita . o 20% Dilución: Nos da un metal de aporte de aprox 70% de ferrita. Con Austenita y gran cantidad de Martensita . E309-16 o 30% Dilución: Nos da un 5% de Ferrita, con el resto Austenita. No se tiene Martensita. o 20% Dilución: Nos da un metal de aporte de 20% de ferrita, con el resto Austenita. E312-16 o 30% Dilución: Nos da un metal de aporte con un 40% de ferrita, con el resto Austenita. o 20% Dilución: Nos da un metal de aporte con aproximadamente 90 % de Ferrita, y el resto de Austenita.

Aclaración: El porcentaje de dilución es con respecto a los dos metales bases. Es en % v/v. Se tomó la dilución entre el 20 y 30% debido a que el proceso elegido (SMAW) en general tiene estos valores. Un 30% de dilución significa que el metal resultante de relleno o cordón, tiene en su composición en promedio un 30% de metal base y un 70% de metal de aporte. Entonces si ordenamos a los metales de aporte en orden decreciente con respecto a su idoneidad para nuestra soldadura, con respecto a la composición del cordón de soldadura tenemos: E309-16 (30%), E309-16 (20%), E307-15 (30%), E307-15 (20%), E312-16 (30%), E312-16 (20%), E308L-16 (30%), E308L-16 (20%)

Parámetros La norma AWS A5.4 nos indica acerca de la usabilidad de cada electrodo, por ejemplo: Electrodo xxx-15 nos indica que debe ser utilizado en DCEP únicamente, y que si es menor a 4 mm de diámetro, puede utilizarse en toda posición (no indica progresión). Electrodo xxx-16 nos indica que debe ser utilizado en DCEP o AC, en general están recubiertos con materiales fácilmente ionizantes, como el potasio, para la estabilización del arco eléctrico (con lo cual nos indica que va a tener una más fácil utilización). Electrodos de 4 mm y menor diámetro pueden ser utilizados en toda posición. Electrodo xxx-17: son una modificación de los xxx-16, en los cuales algo de sílice es remplazado por titania. Ambos xxx-16 y xxx-17 pueden operar en corriente alterna (AC). En soldaduras a filete horizontal, los electrodos xxx-17 tienden a producir una transferencia más spray y una fina ondulación en la superficie del cordón, que los xxx-16. Una temperatura de fusión más baja de la escoria formada por los xxx-17 permiten una manipulación para emplear la técnica drag. En los xxx-17 la forma del cordón en filete horizontal (1F) es de plano a cóncavo, en cambio en los xxx-16 la forma es de plano a convexo. Cuando hacemos soldaduras a filete en posición vertical (3F) en progresión ascendente, la menor temperatura de fusión de la escoria en los xxx-17 requiere una ligera ondulación para producir una apropiada forma del cordón.


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Procedimiento experimental. En principio analizaremos el metal base “acero al manganeso”. Su composición química, que nos indicará como se va a comportar ante la soldadura y la microestructura resultante del corte por plasma, que es el utilizado para el corte de este tipo de material, ya que pueden aparecer microfisuras o grandes zonas afectadas por el calor que nos influirán en el comportamiento ante la soldadura. Luego analizaremos las soldaduras efectuadas por cada electrodo, para esto realizaremos varias probetas de soldadura, que analizaremos para evaluar sus resultados, para luego realizar un EPS final.

Composición química. Se realizó un análisis químico del material a unir, para tener de referencia ante que nos encontramos. Los elementos como el P, S, Mo, Ni son los que más influyen en la soldabilidad (ver antes “soldabilidad” ). Se realizó por medio de espectrometría de emisión óptica de chispa. Nos dio el resultado indicado en la tabla 8. Composición Química en %p/p Elemento

C

Mn

Si

P

S

Mo

Ni

Cu

ASTM A-128 Grado A

1,05 1,35

11,0 mín

1,00 máx

0,07 máx

--

--

--

--

ASTM A-128 Grado E1

0,70 1,30

11,5 – 14,0

1,00 máx

0,07 máx

--

0,9 – 1,2

--

--

ASTM A-128 Grado E2

1,05 1,45

11,5 – 14,0

1,00 máx

0,07 máx

--

1,8 – 2,1

--

--

Obtenido

1,01

12,3

0,42

0,02

0,01

0,04

0,13

0,05

Tabla Nº8 – Composición química obtenida de la chapa al manganeso.

Como resultado observamos que encaja para la composición química de un ASTM A-128 grado A. El contenido de azufre es bajo, menor a 0,04%, que es lo que se recomienda generalmente para soldar y evitar desgarramiento laminar y fisuras en la ZAC. El contenido de molibdeno no nos ayuda, ya que está por debajo del 0,5% y por encima de este valor nos mejora las propiedades de soldabilidad como indicamos en puntos anteriores. De igual modo es la composición química esperada según requerimiento.


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Metal base de acero Hadfield antes de la soldadura. Para analizar la zona afectada por el corte por plasma se procedió a la técnica de micrografía, con una inclusión en bakelita de una muestra cortada con plasma. En un microscopio óptico se analizó la probeta obteniéndose las siguientes imágenes:

Fotografía Nº1 – Placa de acero Hadfield cortada con plasma, sin ataque. (Aprox X100).

En la fotografía Nº1 se observa en la parte superior (blanca) el metal Hadfield con el corte por plasma. Esta micrografía es en un plano perpendicular al corte. No se observan fisuras apreciables o críticas. Nota aclaratoria: el aumento se coloca aproximadamente debido a que en la fotografía se cambia la relación de aspecto, para evitar confusiones se coloca en cada fotografía una reglilla de 1000 µm para aprox X100 y de 100 µm para aprox X400.

Fotografía Nº2 – Placa de acero Hadfield cortada con plasma y envejecida 15min a 400ºC, ataque con Nital3. (Aprox X400). En la fotografía Nº2 se observa la micrografía de la placa Hadfield de 4mm de espesor, con el corte con plasma y envejecida para facilitar la localización de la ZAC. Se observan granos equiaxiales con algunas maclas. No se observa un crecimiento del tamaño de grano abrupto. Se puede observar que la zona con precipitación fuerte de carburos u oxidación tiene aproximadamente de 200µm y con precipitación de carburos es de 1 mm., en el borde de grano, estos precipitados son finos. En el Anexo 3 se pueden ver todas las micrografías, acá solo se darán las principales. Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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Con esto sabemos que el corte por plasma no nos afectará, de manera apreciable, a la soldadura, ya que la zona fundida en general es mayor que la ZAC inducida por el corte.

Metal base de acero Hadfield con tratamiento de envejecido. Se analizó el acero al manganeso utilizado antes y después de un tratamiento de envejecido a 400ºC, esta temperatura se eligió debido a que la zona más cercana a la soldadura llega a esta temperatura, y se la dejó un tiempo de 15minutos debido al bajo espesor. No se observó una precipitación apreciable, en microscopio óptico, de carburos en borde de grano, si se notó un borde de grano un poco más definido en la probeta con tratamiento de envejecido, lo cual puede ser debido a una pequeña precipitación de carburos. Se tomó la dureza antes y después del tratamiento térmico y se obtuvo un aumento (tabla 9), lo cual nos indica que el material ha sido envejecido y endurecido, no es muy alto el aumento, pero es el esperado. Hay que recordar que la dureza no aumenta mucho, pero si su resistencia al trabajo en frio. Ver tabla 2.

Acero Hadfield HV1 Sin tratamiento 201 Con envejecido 221 Tabla Nº9 – Durezas en acero Hadfield utilizado

Probetas de soldadura. Con respecto al diseño de la soldadura, de todo lo ante dicho se tienen los siguientes resultados: _ Material base 1: ASTM A128 – Material no pre-calificado para AWS D1.6 _ Material base 2: ASTM A36 – Material calificado para AWS D1.6 Grupo Nº1. _ La junta va a ser a filete, por la configuración de diseño. _ El precalentamiento estará prohibido, debido a lo indicado en “soldabilidad” _ El tratamiento térmico pos soldadura estará prohibido, debido a lo mismo que arriba. _ El proceso de soldadura será SMAW. _ El calor aportado (heat imput) se tratará que sea el menor posible. Realizaremos una probeta de soldadura para analizar cada electrodo. Para la realización de estas probetas tomamos como referencia lo indicado en el código AWS D1.6, el cual nos indica que para la calificación de soldaduras a filete de materiales no clasificados y utilizando un EPS no estándar, debemos realizar una probeta como la indicada abajo.


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Figura Nº8 – Probeta a realizar según Fig 4.5 de AWS D1.6

Esta probeta la analizaremos, tal como dice el código para estos casos, en los puntos: Examen visual. Examen macrográfico. Como ensayo suplementario (no pedido por el código) analizaremos la soldadura con un examen micrográfico, para analizar mejor posibles microfisuras y/o rechupes que luego se podrán propagar por el metal fragilizado por la soldadura o con precipitación de carburos si los hay. Los exámenes están en el Anexo 4, y a continuación damos un resumen de lo encontrado:


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Inspección visual (AWS D1.6 - 4.5.2 y 4.6.2) Nº Probeta

Posición

Requerido

1F-2F

AWS A5.4

1

2F

E308L-16

2

2F

E308L-16

3

2F

E309L-15

4

2F

E307-15

5

2F

E307-15

6

2F

E308L-16

7

2F

E309L-16

9

2F

E312-16

Electrodo Grietas

Totalidad de junta llena

Socavado máx encontrado

No

Si

max 1mm

No se observa homogeneo en su dimensión

Notas: MB1= Acero al carbono de 10mm; MB2= acero hadfield de 4 mm; MdA= metal de aporte de soldadura

Tabla Nº10 – Inspección Visual de cada probeta soldada.


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Macroataque (AWS D1.6 - 4.6.9) Nº Posición Electrodo Fusión Probeta de la raiz

Requerido

1

1F-2F

2F

AWS A5.4

E308L-16

Si

No

longitud Fusión Longitud de de completa Cateto para garganta Fisuras entre convexos/plano para MdA y concavos MB mm

5

mm

-

perfil de soldadura

socavado máx

No

Si

concavo/plano/convexo 1 mm máx

No

NO, Falta fusión en MB1, cerca de la raiz

plano

No se observa

plano

No se observa

2

2F

E308L-16

No

6

-

No


3

2F

E309L-15

No

5

-

No

Buena fusión

plano

No se observa

4

2F

E307-15

No

4,5

-

No

Buena fusión

Ligera convexidad

No se observa

No


Fuerte convexidad

No se observa

ligera concavidad

No se observa

5

2F

E307-15

No

4

-

6

2F

E308L-16

No

-

4

No


7

2F

E309L-16

No

-

3

No

Buena fusión

ligera concavidad

No se observa

No


ligera concavidad

No se observa

9

2F

E312-16

No

-

3,5


Tabla Nº10b – Inspección Macroscópica de cada probeta soldada. Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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Microataque Nº Posició Probeta n

Electrod o

Requerid o

AWS A5.4

-

E308L-16

No se observa n

E308L-16

No se observa n

E309L-15

No se observa n

1

2

3

4

5

6

7

9

1F-2F

2F

2F

2F

2F

2F

2F

2F

2F

fisuras en MB

Precipitació poros/fisuras/microrechupe n de s en MdA carburos en MB2

Precipitado s en MdA

Crecimient o de grano en MB

-

-

-

-

No se observan

Fuerte precipitado, hasta 20 mm luego del cordón

Precipitados en borde de grano del lado del MB2

Normal

No se observan



Normal

microrechupe cerca de la superficie



Normal

No se observan


No se observa

Normal

microrechupe cerca de parte inf del cordón


No se observa

Normal


Normal

E307-15

No se observa n

E307-15

No se observa n

E308L-16

No se observa n

No se observan


E309L-16

No se observa n

Microfisuras o fuerte precipitado en borde del lado del MB2



Normal

No se observan



Normal

E312-16

No se observa n


Tabla Nº10c – Inspección Microscópica de cada probeta soldada. Ing. Cinollo, Roberto Ing. Stafulki, Adrián

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Resultados obtenidos. Como conclusiones importantes tenemos:     

En todos los casos se observó escoria incluida en la raíz, en general mayor a 1 mm de extensión. Con respecto al metal soldado, al ser de bajo porcentaje de fosforo, se facilita su soldabilidad. En los materiales de aporte 7, 5 y 3 se observan microrechupes que pueden generar durante el servicio la propagación de grietas. En todos los casos se observó precipitación de carburos en el metal tipo Hadfield, lo cual aumentaría su fragilidad. En los materiales de aporte 4 y 5 no se observan precipitados, lo cual puede indicar que son más homogéneos en su microestructura.


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Bibliografía. _ ASM HANDBOOK Volumen Nº1 - Properties and Selection: Irons, Steels, and High-Performance Alloys edición nº 10. _ ASM HANDBOOK Volumen Nº6 - WELDING, BRAZING, AND SOLDERING .Edición Nº 10 _ Código AWS D1.6/D1.6M:2007 – Structural Welding Code — Stainless Steel _ ANSI/AWS A5.4 - 92 – Specification for Stainless Steel Electrodes for Shielded Metal Arc Welding . _ ASTM A128/A 128M – 93 - Standard Specification for Steel Castings, Austenitic Manganese . _ ASTM A 36/A 36M – 04 - Standard Specification for Carbon Structural Steel _ Código UIC 515-4 (International Union of Railways).


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Soldadura Acero Hadfield

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