Soldeo Entre Materiales Disimilares

ASOCIACIÓN ESPAÑOL A DE SOLDADURA SOLDA DURA Y TECNOLOGÍAS TECNOLO GÍAS DE UNIÓN

TEM A 2 2.25

SOL DEO E ENTRE M M A TER A I AL ES DISIMIL A RES

Veg a S Sc h m i d t A c t u al i zad o p p o r : Ch ar l es V

Julio 2004

-CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

ASOCIACIÓN ESPAÑOLA DE SOLDADURA SOL DADURA Y TECNOLOGÍAS DE UNIÓN

ÍNDICE 1.- FUNDAMENTOS 2.- USO DE LOS DIAGRAMAS SCHAEFFLER Y DE LONG PARA EL SOLDEO DE METALES DISÍMILES 3.- SELECCIÓN DE PROCESOS DE SOLDEO. 4.- EFECTOS DE LA DILUCIÓN 5.- CONSUMIBLES 6.- PROBLEMAS DE SOLDABILIDAD Y MEDICIONES INTERMETÁLICOS, DIFUSIÓN DE CARBONO)

(FORMACIÓN

DE

COMPUESTOS

7.- APLICACIONES TÍPICAS 8.- UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ACERO AL CARBONO 9.- UNIONES DE ALEACIONES DE COBRE-NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO / ACERO INOXIDABLE 10.- UNIONES DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO 11.- UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ALEACIONES DE COBRE 12.- UNIONES DE ACERO CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO 13.- UNIONES DE COBRE CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO. 14.- UNIONES DE NÍQUEL CON COBRE.

-CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

Tema 2.25 -1-


ÍNDICE 1.- FUNDAMENTOS 2.- USO DE LOS DIAGRAMAS SCHAEFFLER Y DE LONG PARA EL SOLDEO DE METALES DISÍMILES 3.- SELECCIÓN DE PROCESOS DE SOLDEO. 4.- EFECTOS DE LA DILUCIÓN 5.- CONSUMIBLES 6.- PROBLEMAS DE SOLDABILIDAD Y MEDICIONES INTERMETÁLICOS, DIFUSIÓN DE CARBONO)

(FORMACIÓN

DE

COMPUESTOS

7.- APLICACIONES TÍPICAS 8.- UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ACERO AL CARBONO 9.- UNIONES DE ALEACIONES DE COBRE-NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO / ACERO INOXIDABLE 10.- UNIONES DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO 11.- UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ALEACIONES DE COBRE 12.- UNIONES DE ACERO CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO 13.- UNIONES DE COBRE CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO. 14.- UNIONES DE NÍQUEL CON COBRE.


Tema 2.25 -1-


1.- FUNDAMENTOS Las condiciones de servicio de un componente soldado, pueden variar notablemente de una zona a otra, haciendo que la unión de metales distintos sea un requisito del diseño y la construcción. La diferencia entre estos metales puede ser química (aleaciones de composición distinta), metalúrgica (aceros al carbono frente aceros inoxidables austeníticos) y mecánica (propiedades mecánicas distintas). En el argot de la soldadura, se denomina acero negro a todo tipo de acero al carbono, mientras que al acero inoxidable por su aspecto superficial, se le denomina también como acero blanco. Por lo tanto, a la unión de ambos tipos de acero se le conoce también t ambién como la unión blanco con negro. Acero negro = Acero de baja aleación o acero estructural ( < 5% de elementos de aleación). La superficie es oscura o negra, no es resistente a la corrosión. Acero blanco = Acero de alta aleación, principalmente, aceros inoxidables. inoxidables. La superficie es blanca, brillante, y resistente a la corrosión. T ABLA 1.- POSIBILIDADES DE UNIÓN CON ACEROS DISÍMILES

Tipos de aceros al carbono (negros) Aceros estructurales según la Norma EN 10025 Aceros resistentes a la termofluencia (aceros térmicos resistentes al creep) EN 10028 Aceros de grano fino y de alto límite elástico. EN 10028

Tipos de aceros inoxidables (blancos) Aceros austeníticos al cromo níquel, resistentes a la corrosión. Norma EN 10088 Aceros ferríticos al Cromo EN 10088

Aceros austeníticos al cromo níquel resistentes a la termofluencia.

Acero naval para la construcción de barcos.

Aceros resistentes a alta temperatura (refractarios).

Aceros fundidos.

Aceros Criogénicos.

Aceros resistentes a la intemperie.

Aceros al Cr Ni fundidos.

1.2.- Unión Blanco con Negro Existen cerca de 1000 tipos de aceros estructurales y de baja aleación, laminados en caliente, forjados o fundidos. Entre los aceros de alta aleación existen más de 500 tipos o aleaciones. Por lo tanto el número de posibilidades de unión de aceros disímiles, blanco con negro es de 500,000. Es imposible que por la diversidad de aleaciones a unir entre los tipos de aceros negros y aceros blancos, los materiales de aportación puedan ser mas de un millón. Esto ya se ha estudiado a profundidad, pues existen aleaciones de materiales de aportación, que son compatibles con varios tipos de metales. La solución adecuada consiste entonces, en la selección correcta del material del consumible y en una apropiada aplicación durante el soldeo.


Tema 2.25 -2-

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El problema principal es la dificultad de lograr la homogeneidad de la unión de aceros disímiles, puesto que ésta depende de tres zonas típicas de la unión soldada.

Metal Base 1 (acero al carbono o de baja aleación, por ejemplo; S275JO). Metal Aportado, (soldadura cuya composición química es la mezcla de a + c + consumible). Metal Base 2 (acero de alta aleación por ejemplo W Nr. 1,4301).

FIG. 1.- UNIÓN DISÍMIL ENTRE UN ACERO S275JO Y OTRO NR. 1,4301 (AISI 304)

Cada una de éstas zonas es de vital importancia en la unión, porque cada metal base tiene unos requisitos de soldabilidad, condiciones de servicio, propiedades mecánicas, químicas y metalúrgicas que la unión, mediante un material de aportación, deberá satisfacer. La homogeneidad de la unión, es imposible de obtener en el soldeo de materiales disímiles, porque a diferencia de las uniones de metales iguales, en toda unión disímil no se puede obtener: Homogeneidad química. (En la unión disímil existen tres composiciones diferentes). Homogeneidad mecánica. (Son tres aleaciones con diferentes propiedades mecánicas). Homogeneidad metalúrgica. (Son tres estructuras metalográficas diferentes). Para soldar aceros disímiles se debe entender los problemas del soldeo de ambos aceros, debido a que las características de soldabilidad individuales no siempre son compatibles en el conjunto. En las uniones disímiles se deberá combinar la mejor alternativa para ambos aceros, sacrificando algunas de las ventajas de soldar cuando se unen individualmente aceros del mismo tipo.

1.3.- Requisitos del soldeo de aceros de baja aleación Para soldar aceros de baja aleación existen las siguientes reglas fundamentales: 1.3.1.- Precalentamiento y co ntr ol de l a temperatura entre pasadas.

Además de reducir la formación de fases duras en la ZAT, el precalentamiento es importante para impedir la formación de grietas por la difusión de hidrógeno. Existen diversas fórmulas empíricas para determinar la temperatura de precalentamiento mediante el carbono equivalente.


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1.3.1.2.- El carbon o equi valente:

Una de las fórmulas más aceptadas a nivel internacional es la del instituto ISO, publicada también en la Norma UNE EN 1011-2:2001 CET = %C + (%Mn) / 6 + (%Cr + %Mo + %V) / 5 + (%Ni + % Cu) / 15 Una vez conocido el valor del carbono equivalente, se puede determinar la temperatura de precalentamiento, mediante fórmulas, gráficos o tablas. 1.3.2.- Rango favorabl e del ti empo t 8/5.

Para optimizar las propiedades mecánicas de la ZAT, es importante encontrar un rango adecuado del tiempo de enfriamiento entre 800 y 500º C “t 8/5” en relación al diagrama TTT de enfriamiento continuo. Por ello es importante tener la información técnica del acero a soldar, incluyendo el diagrama TTT del acero que se va a soldar. Un tiempo t8/5 demasiado corto conlleva la formación de grietas por formación de estructuras martensíticas o bainíticas, así como por la posibilidad de la difusión de hidrógeno. Otro fundamento para limitar los valores cortos del tiempo t 8/5 es la baja capacidad de deformación de una ZAT con demasiada dureza. Un tiempo t8/5 demasiado prolongado conlleva la disminución de la carga de rotura, del límite elástico y de la resiliencia en la ZAT, debido a la posible formación de grano grueso y a la mayor cantidad de ferrita. Pero el valor que más disminuye es la tenacidad, con demasiado aporte térmico la resiliencia disminuye drásticamente, aún cuando el límite elástico y la carga de rotura estén sobre los límites permisibles. Para los aceros de grano fino, es posible calcular el tiempo t 8/5 mediante fórmulas aproximadas del ciclo térmico para la conductividad térmica tridimensional y bidimensional, en las que uno de los factores decisivos, en función de la composición química, es la temperatura de precalentamiento, además del aporte térmico definido. Pero no es posible determinar un valor favorable del tiempo t 8/5 genérico para todo tipo de acero, porque el rango del análisis químico permisible implica un fuerte cambio de comportamiento por transformación, esto significa que el tiempo t 8/5 se debería calcular para cada análisis químico. El diagrama TTT de enfriamiento continuo es una herramienta valiosa para facilitar este cálculo, mediante los ciclos térmicos de soldeo, se determina experimentalmente, la posible estructura resultante en la ZAT. Adicionalmente se pueden tomar las recomendaciones de la Norma UNE EN 1011-2:2001 1.3.3.- Proceso de sold eo y sus parámetros.

Paralelamente a la determinación del tiempo t 8/5 se deberá analizar la posibilidad de aplicación del proceso de soldeo, determinando la preparación de la junta, la productividad, y los parámetros adecuados. El aporte térmico está en función de los parámetros de soldeo que son; Intensidad I, Tensión U, y velocidad de soldeo υ, todo esto afectado por un factor de eficiencia η. 1.3.4.- Selecci ón d el material de apor tación .


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La selección del material de aportación es uno de los pasos más importantes, debiéndose comparar las propiedades mecánicas del metal depositado, especialmente la resiliencia mediante la energía absorbida, el límite elástico, y la deformación. Además, la composición química debe ser similar al metal base. 1.3.5.- Tratamiento térmico post soldeo.

Especialmente en los aceros resistentes a la termofluencia (creep), y en otros aceros de grano fino, débilmente aleados, el tratamiento térmico post soldeo sirve para reducir los picos de dureza en la ZAT. Además reduce las tensiones internas que se producen con la contracción.

1.4.- Requisitos del soldeo de aceros de alta aleación Para soldar los aceros de alta aleación son importantes los siguientes pasos: Evitar el precalentamiento (aceros austeníticos). Selección adecuada del material de aportación. Selección de los procesos de soldeo y sus parámetros. Depósito en la zona de aceros resistentes a la corrosión en el diagrama de Schaeffler. Tratamiento térmico post – soldeo 1.4.1.- Soldeo de aceros austenític os

Los aceros austeníticos no experimentan la fisuración por difusión de hidrógeno ni la formación de fases duras porque no hay transformación de la austenita en martensita o en bainita, entonces no es necesario ningún precalentamiento, por el contrario, resultaría perjudicial pues facilitaría la precipitación de carburos o de la fase sigma durante el enfriamiento lento, además una temperatura entre pasadas mayor a 100º C ocasiona el agrietamiento en caliente. Los depósitos de los aceros resistentes a la corrosión deben solidificar la fase de ferrita primaria para evitar el peligro de las grietas en caliente.


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2.- USO DE LOS DIAGRAMAS SCHAEFFLER Y DE LONG PARA EL SOLDEO DE METALES DISÍMILES El diagrama de Schaeffler descrito en el capítulo 2.16 Aceros de alta aleación (inoxidables), es una de las herramientas más útiles para la correcta selección del material de aportación.

FASE SIGMA

A+M+F

F+M

MARTENSITA

FERRITA

FIGURA 2 DIAGRAMA DE SCHAEFFLER , REPRESENTANDO LAS ZONAS DE AUSTENITA , MARTENSITA , FERRITA , FASE SIGMA Y LAS ZONAS DE ACEROS DE BAJ A ALEACIÓN , Y DE ACEROS INOXIDABLES AUSTENO -FERRÍTICOS. EL EJEMPLO MUESTRA LA DILUCIÓN AL 50% DE UN ACERO AL CA RBONO CON UN ACERO IN OXIDABLE , EL SOLDEO SE REALIZÓ CON EL PROCESO TIG SIN MATERIAL DE APORTACIÓN . L A MEZCLA RESULTANTE ESTÁ EN LA ZONA DE ESTRUCTURA MARTENSÍTICA .

Este diagrama representa gráficamente la relación existente entre los elementos de aleación y la estructura que tiene el acero en función de su composición química. En las ordenadas de dicho gráfico se presenta la suma de porcentajes de elementos formadores de austenita (gamágenos), multiplicados por unos coeficientes, en función de la influencia austenizante del elemento de aleación. Esta suma se expresa en la fórmula del níquel equivalente, donde el níquel es el elemento más representativo de formación de austenita. En las abcisas está la suma de porcentajes de elementos formadores de ferrita, también multiplicados por coeficientes, función de su influencia ferritizante. En este caso la suma se expresa en la fórmula de cromo equivalente, donde el cromo es el principal elemento formador de ferrita. Si se suelda la unión con un consumible de acero al carbono, la mezcla resultará en la zona martensítica (dependiendo de la dilución), además se formarán carburos de cromo. Si se suelda con un consumible común de acero inoxidable, del mismo tipo de aleación del acero austeno-ferrítico, la mezcla resultará -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

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también en la zona martensítica, con precipitación de carburos de cromo. En ambos casos la unión es frágil, con poca resistencia mecánica. El resultado es peor aún cuando se suelda este tipo de unión sin material de aportación, porque el nivel de precipitación de carburos es mayor. Este caso típico se muestra en la figura 2. La desventaja principal con este diagrama es que no representa el efecto del nitrógeno que es un elemento austenizante muy fuerte, pero es válido para darnos cuenta del problema. Hoy en día, en soldadura, se emplean otros diagramas. El número de la ferrita se mide con la atracción magnética como un método de medir la proporción de ferrita de delta presente en la aleación. El número de la ferrita se traza en un diagrama Schaeffler modificado denominado diagrama de Delong. El cromo y el níquel equivalente son similares al diagrama Schaeffler, con la diferencia que el níquel equivalente incluye la suma de 30 veces el volumen de Nitrógeno.

FIG 3.- DIAGRAMA DE DELONG, ESTE DIAGRAMA INCLUYE AL NITRÓGENO COMO ELEMENTO AUSTENITIZANTE .

2.1.- Diagrama WCR. El diagrama de Schaeffler incorpora un ancho rango de composición química, más que el diagrama Delong y que el diagrama WRC siendo muy útil para determinar la composición aproximada del metal depositado en una unión disímil. Sin embargo, la precisión de este diagrama para determinar el grado de ferrita es menor que en el caso del diagrama Delong. El diagrama WRC, obtenido mediante un estudio matemático sobre un gran número de mediciones del FN para un metal de aporte de comparación conocida, publicado por AWS en 1992 es una nueva herramienta para determinar la estructura de las uniones disímiles basándose en el número de ferrita. Mientras que en el diagrama de Schaeffler se evaluó la cantidad de ferrita en base a ensayos metalográficos, los diagramas Delong y WRC se definió la cantidad de ferrita en base a métodos de medición magnética. Con bajos niveles, hasta el número 8 de ferrita el porcentaje de ferrita coincide con el número de ferrita, a mayor cantidad de ferrita, las cifras divergen progresivamente. El diagrama Delong adiciona el nitrógeno como elemento austenizante de gran importancia, y el diagrama WRC incorpora el cobre con un factor de 0,25 al níquel equivalente, variando ligeramente los factores de los -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

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elementos de las fórmulas del níquel equivalente y del cromo equivalente. El diagrama WRC no es aplicable a composiciones mayores a o,25% de nitrógeno ni a más de 10% de manganeso. 2.1.1.- Medic ión de la f errita.

Se ha adoptado el método magnético de medición de ferrita con el número de ferrita, en reemplazo del porcentaje de ferrita, para este efecto se usan instrumentos calibrados, dos de los nombres de marca registrada son el ferritoscopio y la galga magnética (magnegage). Inicialmente hubo una amplia variación de niveles de ferrita, debido a las mediciones realizadas con diferentes tipos de instrumentos en varios laboratorios. La estandarización redujo las discrepancias de la medición, calibrando los instrumentos para establecer una sola medida en comparación con los porcentajes de ferrita. Esto es lo que se aplica en el diagrama WRC. La importancia del efecto de la ferrita en las uniones de aceros disímiles está en relación con las grietas en caliente, el corto rango de temperatura de solidificación permite que la soldadura esté sólida cuando inician las tensiones de contracción. El menor coeficiente de contracción de la estructura cúbica de cuerpo centrado en comparación con la de caras centradas de la austenita, disminuye las tensiones de solidificación durante el enfriamiento. Estas características son tratadas con mayor amplitud en el tema de aceros inoxidables.

FIG. 4.- DIAGRAMA WRC.

2.2.- Relación del diagrama Delong co n el diagrama de Schaeffler El diagrama de Delong tiene el mismo objetivo que el diagrama de Schaeffler, donde los requisitos del depósito de soldadura, determinan el tipo de aleación del material de aportación, el que de acuerdo a su composición química se representa en ambos diagramas. Para esto es importante considerar que el metal depositado consiste en la mezcla de la dilución de los dos metales base con el material de aportación fundido, el grado de mezcla de cada material que interviene en la unión disímil, es función de la dilución. El


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diagrama Schaeffler, pese a su antigüedad no deja de ser práctico y útil para definir el tipo de aleación resultante en la unión con un consumible determinado. En soldadura es obligatoria la medida magnética. Sólo en varillas TIG se permite, por ejemplo, darla por diagrama analizando la composición química de la varilla. En la figura 2 se observa la existencia de cuatro zonas claramente marcadas como las zonas de austenita, martensita, ferrita δ (delta) y fase sigma. En la zona de austenita existe el peligro de la formación de grietas en caliente, para evitarlas es imprescindible soldar sin precalentamiento y acelerar el enfriamiento inmediatamente después del soldeo. Por el contrario, una aleación martensiítica necesita un precalentamiento y enfriamiento lento para evitar el efecto de las grietas por formación de fases duras, debido a que estas aleaciones son templables hasta 400 º C. Después del soldeo de un acero martensítico es necesario hacer un tratamiento térmico de recocido, tanto para aliviar tensiones como para disminuir la dureza de la ZAC y uniformizar la estructura. Además, es necesario mejorar la tenacidad mediante la disminución de la carga de rotura. Las aleaciones ferrítico-martensíticas, así como las ferríticas (ferrita δ), también son templables y necesitan precalentarse antes del soldeo, con el consiguiente enfriamiento lento. Al igual que las aleaciones martensíticas, es necesario realizar un recocido para mejorar la tenacidad con la disminución de la dureza y de la carga de rotura. La fase sigma es una zona donde se presenta una fragilización por recristalización, al permanecer estas aleaciones, a temperaturas entre 500 y 900 º C. En conclusión, la mezcla del material de aportación con los aceros disímiles, debería resultar preferentemente, en una zona libre de estos peligros que se conoce como la zona A + F, constituida por una mezcla de estructuras de austenita, martensita y ferrita. Esto se logra mediante la correcta selección del material de aportación y una dilución controlada.

2.3- Estructuras en el diagrama de Schaeffler Para determinar la microestructura resultante con el soldeo de una unión disímil, se utiliza el diagrama de Schaeffler siguiendo los siguientes pasos: 2.3.1.- Determinar el equivalente cromo y níquel del metal base y de aporte para situarlos en el diagrama.

Para esto se deberá conocer la composición química de ambos aceros, para usar ambas fórmulas dadas para la representación en el diagrama, que son cromo y níquel equivalente. 2.3.2.- Trazar el segmento que un e ambas partes.

Esto se realiza mediante un trazo recto entre los puntos hallados de los dos aceros. La recta entre ambos puntos simboliza, de forma ideal, la dilución posible entre ambas aleaciones en %. 2.3.3.- Conseguir medi das representativ as de la diluc ión r elativa entre metal base, metal de aporte.

Marcar en el segmento que une ambos metales base, el punto correspondiente a la microestructura resultante de acuerdo con la dilución estimada, sabiendo que la dilución del metal base en el baño de fusión, es el coeficiente entre la distancia de dicho punto, al punto que representa al metal de aportación, entre la longitud total del segmento metal base - metal de aporte (%).


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3.- SELECCIÓN DE PROCESOS DE SOLDEO. La selección del proceso de soldeo dependerá de las condiciones de ejecución, del espesor de chapa o tubo, y de la posibilidad de realizar soldadura con la dilución estimada o ensayada mediante las pruebas de cualificación del procedimiento de soldeo. En general se prefieren los procesos con gas protector, siendo el proceso TIG el ideal para las chapas de espesor menor a 4 mm. También es adecuado para el soldeo de la pasada de raíz en tubos. Una variante moderna del proceso TIG constituye el proceso TIG orbital. El soldeo con electrodos revestidos es también muy adecuado para el soldeo en campo, debido a que la escoria protege mejor el baño de fusión contra las corrientes de aire. Pero es preferible proteger el área de trabajo contra las corriente de aire y también de arena, polvo, y lluvia, porque perjudicarán totalmente a la calidad de la soldadura. Además, es común el empleo de la combinación del proceso TIG con el de electrodo revestido para el soldeo de tuberías cuyo espesor es mayor o igual a 5 mm. Los procesos semiautomáticos son adecuados para los procesos de fabricación en serie, siendo de fácil mecanización y automatización. El gas con el que se obtienen los mejores resultados es argón con 2% de CO2, Por eso se denomina proceso MAG, porque la pequeña cantidad de gas activo es necesaria para producir una reacción exotérmica mediante la oxidación parcial del consumible, con lo que se eleva la temperatura para aumentar la fluidez del baño de fusión. Con argón puro no hay fluidez y el cordón queda muy rugoso y abultado. Esta recomendación está registrada en la Norma UNE EN 1011-3. Se han desarrollado alambres tubulares con fundente y con metal en polvo, los que también tienen ventajas de aplicación en aplicaciones industriales, en construcción y en mantenimiento. Con estos consumibles es necesario emplear el gas recomendado por el fabricante, pues las condiciones de soldeo son muy variadas de una marca a otra. En todo proceso semiautomático es necesario prestar atención a los parámetros, siendo muy importante soldar en el rango de transferencia Spray, pero con una alta velocidad de soldeo para reducir el aporte térmico. Existen casos de aplicaciones de recargue con arco sumergido, siendo el consumible un fleje macizo o tubular con fundente o metal en polvo. En algunas aplicaciones este proceso se convierte en el proceso de electroescoria. La dilución es menor al 5%

4.- EFECTOS DE LA DILUCIÓN 4.1- Dilución y procesos de soldeo Para el soldeo de las uniones disímiles se debe mantener una dilución baja, por eso deben seleccionarse procesos de baja dilución, a fin de mezclar lo menos posible el metal de aporte con los metales base. Esta dilución también depende de la habilidad del soldador. Se deberá evitar el proceso TIG cuando se suelda sin material de aportación o con muy poca aportación de material. Con el proceso 111 (electrodo revestido) se puede alcanzar una dilución del 30% que, dirigiendo el arco al metal depositado anteriormente, se puede reducir a menos del 25%. Esta técnica es conocida como soldeo a cuestas (back up welding). Con el proceso 135 (MAG), la dilución oscila entre 10-50% dependiendo de que se emplee la transferencia en cortocircuito o spray. En el proceso 121 (arco sumergido con alambre) la dilución puede ser aún mayor. Un caso de muy baja dilución, menor a 10% es el proceso de electroescoria con banda.


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Además de una dilución mínima, también interesa una composición química bastante uniforme en los cordones. Para ello es de suma importancia la correcta selección de los parámetros de soldeo. Una intensidad demasiado baja, puede ocasionar una falta de fusión. La figura 5 representa la dilución que se puede estimar en una soldadura de recargue, la zona B es la que está compuesta con la mezcla del consumible y el metal base. A

Metal base

B

% Dilución = B / (A + B ) x 100

FIG. 5.- DILUCIÓN DEL METAL APORTADO .

Tanto “A” como “B” son partes no diferenciales del cordón, separadas una de otra mediante la línea de la superficie de la chapa, se ilustra el cálculo de la dilución de un cordón de recargue. Existen otros ejemplos para el cálculo de uniones de aceros disímiles en función a la preparación del chaflán en la unión. La figura 6 ilustra la variación de la dilución en función de la velocidad de soldeo, es evidente que al incrementar la velocidad de soldeo, se obtendrá menor dilución y viceversa.

FIG. 6.- EFECTO DE LA VELOCIDAD DE SOLDEO EN LA DILUCIÓN .


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4.2.- Dilución en las uniones d isímiles La figura 5 representa la dilución posible entre un consumible y un metal base, esta fórmula es válida para los casos de recargues o de untado (buttering), donde solo intervienen estos dos materiales. Pero en las uniones disímiles la dilución resulta algo más compleja, como se muestra en la figura 7. La dilución resultante se puede conocer con la ecuación indicada en esta figura, con la combinación de los tres materiales. Las gotas del consumible en transferencia, tienen una composición distinta debido a la pérdida o ganancia de elementos con las reacciones metalúrgicas, siendo su composición M.A. + X

Consumib le M.A.

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

M.B. 1

A1

A2

M.B. 2

FIG. 7.- C ÁLCUL O DE LA COMPOSICIÓN QUÍM ICA EN FUNCIÓN DE LA DIL UCIÓN EN UNA UNIÓN DISÍMIL .

4.3.- Rango d e dilució n para diferentes proc esos de sold eo La tabla 2 ilustra los rangos de dilución para algunos procesos de soldeo que son más usuales en la industria. Obsérvese que el proceso 141 sin material de aportación arrojará una dilución de 100% T ABLA 2.- DILUCIÓN EN FUNCIÓN A LOS PROCESOS Y SUS CARACTERÍSTICAS .

Proceso

Denominación y características

Dilución: %

111

Electrodo revestido con electrodo básico

20 – 30

111

Electrodo revestido con electrodo de rutilo

15 – 25

111

Electrodo revestido con la técnica a cuestas (recargue)

10 – 20

135

MAG, Metal en gas protector

10 – 50

121

Arco sumergido con alambre

50 – 70

122

Arco sumergido con banda, soldeo de recargue y plaqueado.

10 – 20

72

Electroescoria con banda, soldeo de recargue y plaqueado.

2–5

141

TIG, Wolframio con gas inerte

0 – 100

Para grados de dilución intercaras l 10-15%, en procesos de soldeo o de recargue en TIG, puede presentarse problemas de falta de fusión por lo que no se suele bajar de este valor, aunque sea teóricamente postsoldeo.

5.- CONSUMIBLES Mediante el empleo del diagrama de Schaeffler se puede seleccionar el material de aportación adecuado, de acuerdo con el tipo de aplicación descrito en el apartado 7. Las formas de suministro son electrodos -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

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revestidos, varillas para el proceso TIG, alambres para el proceso MAG, alambres tubulares, alambres y fundentes para arco sumergido. Además existen consumibles para los procesos de soldeo TIG orbital y TIG de alambre caliente, en formas de suministro especiales para estos casos, usualmente en bobinas de alambre de 500 gramos. El proceso TIG de alambre caliente disminuye la dilución elevando el rendimiento de fusión. Los más usuales para la unión de aceros disímiles están listados en la tabla 3. Es importante elegir los materiales de aportación en función de la dilución y de las condiciones de servicio del componente soldado. Esto se explicará en el apartado 8. La figura 8 representa la ubicación de los consumibles en el diagrama de Schaeffler, con la observación de los consumiles de base níquel que no están dentro del diagrama, debido a que el contenido de níquel es mayor al 40%, excediendo los límites del diagrama. T ABL A 3.- CONSUMIBLES MÁS UTILIZADOS EN LA UNIÓN DE ACEROS DISÍMILES .

Identificación

AWS E / ER

Composición Química

EN C 1027-2

FN % Ferrita

Cr

Ni

Mo

Observaciones

Otros MIG/TI G

1,4370 0,12

19

9

----

Mn 6

0%

Austenítico Mn > 5%

1,4459 0,06

23,5

13

----

----

FN9

Austeníticos

309Si

0,08

23,5

13,5

----

Si 0,8

FN9

Austeníticos

309L

1,4332 <0,020 23,5

13,5

----

----

FN19

Austeníticos

312

1,4337 0,09

9

----

----

70%

Austeníticos

0%

Base Níquel (Ni > 40%)

309

30

Ti 0,4 NiCr3

NiCr3

<0,03

20

72,5

----

Nb 2.5


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CESOL

Mat. De Apo rte Base Ni >40%

Línea de fisuración en caliente

Mat. De A. austeníticos Mn >5% Mat. De Aporte Inox.

FIG 8.- REPRESENTACIÓN DE LOS MATERIALES DE APORTACIÓN PARA LA UNIÓN DE ACEROS DISÍMILES EN EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER .

6.- PROBLEMAS DE SOLDABILIDAD Y MEDICIONES COMPUESTOS INTERMETÁLICOS, DIFUSIÓN DE CARBONO)

(FORMACIÓN

DE

Uno de los principales problemas en el soldeo de aceros disímiles consiste en la difusión del carbono desde el acero sin aleación o de baja aleación hacia la zona de la soldadura. El carbono, en combinación con el cromo forman carburos de cromo, produciendo una estructura frágil, con tenacidad prácticamente nula. Además, cuando no existen las condiciones de limpieza adecuadas, es posible la presencia de elementos como azufre, y fósforo, que forman compuestos intermetálicos que afectan a la unión. Siendo una de las causas de fractura, o de pérdida de resistencia a la corrosión. Todo elemento que forme compuestos con el cromo es perjudicial, porque disminuirá el % de cromo en la aleación. El carbono migra hacia el acero mayor %Cr (que encima tiene menos %C que el otro) y forma carburos. Problemas: a) Incremento de dureza-fragilidad b) Menor resistencia a corrosión al eliminar Cr de la matriz c) En el lado acero carbono hay de carburación, bajando las características mecánicas. La difusión del carbono se logra controlar mediante el empleo de consumibles con inhibidores de formación de carburos, tales como el niobio, el titanio y el tantalio. Estos elementos tienen mayor afinidad con el carbono, formando compuestos no dañinos en la soldadura, evitando a su vez que el cromo entre en combinación con el carbono. Adicionalmente, es necesario el control de la difusión del carbono mediante la -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

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reducción de la dilución, para esto es imprescindible ajustar correctamente los parámetros de soldeo. En ocasiones es conveniente aplicar la técnica del recargue o untado con un consumible de mayor ductilidad y menor contenido de cromo, como son los consumibles de base níquel Cuando tenemos un aporte estebilizado inoxidable y lo soldamos con algo que pueda aportarle carbono, la presencia de estos estabilizadores mitigará en parte el problema, pero no lo soluciona. El níquel es un elemento que tiene una amplia aplicación en los consumibles para estos tipos de uniones, especialmente para condiciones de servicio a alta temperatura, tiene buenas propiedades de soldabilidad con la mayoría de aceros, y también tiene una alta ductilidad, lo que permite soportar los esfuerzos ocasionados por la dilatación y contracción de ambos aceros. Además comprobar dilataciones: bajo este aspecto es mejor un base níquel que un 309 (p.e.) para soldar aceros del tipo Cr-Mo.

6.1.-La interfase en la condic ión de soldadura En soldaduras realizadas con los procesos normales en la industria de calderería el salto entre la composición química del acero al carbono o de baja aleación y la del acero inoxidable austenítico tiene lugar en unas 500 micras. En otros procesos en los que el aporte térmico puntual es mucho mayor y provoca permanencias a la temperatura de fusión prolongadas, la difusión consiguiente puede provocar un gradiente químico menor, así como una emigración de carbono análoga a la que se produce durante el tratamiento térmico de postsoldadura y en servicio a temperatura. Dentro de este gradiente de composición existe una capa de unas micras de espesor cuyo análisis químico coincide con el de un acero muy templable cuya estructura es martensítica. Con las tensiones residuales de tracción y con la difusión de hidrógeno, ambos introducidos por la soldadura, esta capa ha dado problemas de agrietamiento en frío muy espectaculares e inesperados, ya que la fisura sigue la línea de fusión que coincide con la interfase y da la impresión de ser faltas de fusión. En ausencia de hidrógeno, la posibilidad de fallo mecánico preferente a través de la interfase no existe, es nula si la temperatura de servicio no sea elevada (menor de 370º C). Considerando que la interfase y la zona afectada térmicamente del acero ferrítico contigua son las áreas más duras de la unión y por lo tanto poco resistentes a la fatiga. Sin embargo, cuando no se realiza ningún tratamiento térmico post soldeo, la tenacidad de ambas es lo suficientemente alta como para desestimar una fractura al metal base y de soldadura con lo que la posibilidad de una rotura frágil no existe.

6.2.- La interfase tras el tratamiento térmic o de post soldadura El elevado coeficiente de difusión del carbono hace que este elemento sea capaz de emigrar ya por encima de los 370º C, y de forma muy notable a partir de los 600º C. Esta emigración está relacionada con la actividad del carbono a ambos lados de la interfase y no necesariamente con los gradientes químicos, ya que ambas cosas pueden ser no coincidentes.


Tema 2.25 -15-


Tenemos a un lado un acero ferrítico con un 0,20% de carbono en carburos poco estables (cementita). En el otro lado está un acero inoxidable austenítico con un 0,02% de carbono y una gran cantidad de cromo (20%). Cuando en el calentamiento del tratamiento térmico de postsoldadura se rebasan los 370º C, el carbono de la zona afectada térmicamente del acero ferrítico va al lado aleado de la interfase y provoca una precipitación de carburos tanto más intensa cuanto mayor sea la temperatura y el tiempo de mantenimiento del citado tratamiento. Esta precipitación de carburos empobrece en cromo a la parte aleada de la interfase, que pasa a martensíta con una dureza y espesor que pueden ser notables. Por otro lado el metal base contiguo se descarbura, pierde su estructura de temple y puede llegar a desarrollar largos granos de ferrita muy blandos. Consideremos ahora la notable diferencia en el coeficiente de dilatación del acero ferrítico y del acero inoxidable austenítico. En el calentamiento del tratamiento térmico de postsoldadura se crean tensiones por dilatación diferencial en la interfase que se suman a las tensiones residuales de soldadura. Esto exige una relajación extra y, por tanto, una deformación extra por fluencia a la interfase. En el enfriamiento del tratamiento térmico de soldadura, la interfase, ya dañada por la creación de las zonas descarburas y la capa dura de precipitación de carburos de cromo, se ve sometida a nuevas tensiones residuales, creadas por la dilatación diferencial de los metales que separa. Consecuentemente vemos que los tratamientos térmicos de postsoldadura dañan a la interfase, en mayor grado conforme aumenta su temperatura y tiempo de mantenimiento y número. Las propiedades mecánicas encontradas en los cupones de homologación de los procedimientos de soldeo se hacen eco de este daño. Así la resiliencia disminuye drásticamente cuando la entalla de la probeta está bien localizada en la interfase. Las probetas de tracción no reflejan tanto estos hechos debido a que bajo estos esfuerzos la zona descarburada se endurece por contacto con el metal contiguo. Pero cuando el mantenimiento a temperatura ha sido lo suficentemente prolongado se produce el fallo por “clivage” en la interfase. Sin embargo este endurecimiento por contacto no ocurre bajo tensiones cortantes y/o deformaciones plásticas en la interfase, y así las probetas de plegado son más sensibles a estos fenómenos y fallan por la interfase más fácilmente que las de tracción. En interfases en la condición de soldadura el servicio prolongado a 370º C ó más genera un daño similar al descrito para el tratamiento térmico de postsoldadura. Su cuantía aumenta con la temperatura y tiempo de trabajo. En una interfase tratada térmicamente el daño aumenta con servicios posteriores por encima de 370º C. La interfase tratada térmicamente no es recomendable para trabajar a fatiga, aunque sea a temperatura ambiente (recordaremos que la fatiga induce deformaciones plásticas locales y que la interfase no puede suministrarlas). Tampoco se debe usar bajo fatiga térmica, ya que ésta desarrolla esfuerzos cortantes variables sobre la interfase por la dilatación diferencial de los dos metales.


Tema 2.25 -16-


La resistencia a la corrosión, de la interfase tratada térmicamente, es baja. La corrosión ha causado problemas en piezas almacenadas debido al aire y la humedad. También se ha observado el mismo caso agravado en servicios a 280º C bajo agua aireada. En el servicio a temperatura con fatiga en medios oxidantes, como el aire húmedo, la oxidación selectiva fomenta la fatiga, y viceversa, ocasionando la rotura de la unión.

7.- APLICACIONES TÍPICAS Las aplicaciones de las uniones disímiles son múltiples, desde simples soportes de tanques, recipientes, equipos y componentes de aceros inoxidables, con los anclajes de fijación con el terreno o la estructura de construcciones metálicas, hasta las condiciones de servicio a alta temperatura en diversas aplicaciones industriales, tales como hornos, intercambiadores de calor, conexiones de tuberías de vapor a turbinas de generación de energía, en la industria petroquímica, en criogenia, plantas de procesamiento de alimentos, en las construcciones navales, aeronáutica, etc. Los tres grupos clásicos de combinación con aceros disímiles están descritos en el apartado 8, clasificados de acuerdo con las condiciones de servicio, un primer grupo está conformado por las uniones que no están expuestas a temperaturas mayores a 300º C y solamente tienen poca probabilidad de exposición a un medio corrosivo, su principal razón es soportar una carga mecánica. El segundo grupo está conformado por las uniones que adicionalmente a la carga, deberán estar expuestas a condiciones de corrosión, y el tercer grupo, tiene las condiciones más severas, carga mecánica, corrosión y temperatura. Los casos de posibilidad de fallo son distintos, en cada grupo se deberán seleccionar consumibles adecuados, siendo la aplicación de los procesos de soldeo una de las condiciones importantes a tomar. Para el primer caso es usual seleccionar electrodos revestidos, pero en los dos casos siguientes es preferible y a veces necesario el uso de los procesos con gas protector.

8.- UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ACERO AL CARBONO El metal de aportación inoxidable austenítico debe tener un contenido de aleación lo suficientemente alto como para evitar la formación de martensita (frágil y propensa a agrietarse) y dar contenidos de ferrita delta (necesaria para eliminar la posibilidad de grietas en caliente en el metal depositado en soldaduras muy embridadas, especialmente con aceros estabilizados con Nb y aportes térmicos altos) pese a la dilución con el metal base ferrítico. Por otro lado una ferrita delta por encima del 14% en depósitos estabilizados con Nb puede generar la fase sigma en el metal de soldadura, durante el tratamiento térmico de postsoldadura o en el servicio a temperatura alta, con pérdida de tenacidad y resistencia a la corrosión. Las características y los puntos decisivos de la unión blanco con negro no están en ambos metales, ni en la ZAT de ambos materiales, sino en el depósito de soldadura. Por eso es importante agrupar los tipos de unión para clasificarlos en función a los requisitos del servicio y a las cargas que deberán soportar las uniones soldadas.

8.1.- Clasificación d e las unio nes disímiles en funció n a los requisit os de servicio Existen tres grupos genéricos, que representan la mayoría de los casos de uniones de aceros disímiles, estos están resumidos en la tabla 4.


Tema 2.25 -17-

ASOCIACIÓN ESPAÑOLA DE SOLDADURA Y TECNOLOGÍAS DE UNIÓN T ABLA 4.- CLASIFICACIÓN DE LAS UNIONES DISÍMILES .

Grupo Requisitos de servicio del depósito

Problemas típicos

Servicio a T<300º C I

Carga mecánica

Martensita, Grietas por fases duras, Grietas en caliente, Bajo valor de impacto.

Sin tratamiento térmico

II

Como el caso I, pero adicionalmente Como I, pero adicionalmente resistencia a la corrosión, medio corrosivo, y eventual reducción del límite elástico debida al tratamiento térmico. tratamiento térmico.

III

Como los casos I y II, pero Como I ó II pero adicionalmente difusión de C, tensiones temperatura de servicio > 300º C o de diferentes coeficientes de dilatación, límite elástico y temperatura criogénica. Necesario resistencia a creep. tratamiento térmico post soldeo.

8.1.1.- Uniones blanco con n egro del gru po I

Las uniones blanco con negro del grupo I se encuentran en todas las construcciones soldadas donde se use acero de alta aleación, este cambio se tiene donde ya no se requieren las propiedades del acero de alta aleación, por ejemplo en los anclajes. La temperatura de servicio es muy inferior a 300º C y la unión no está expuesta a corrosión. El soldeo de las uniones del grupo I deberá realizarse de preferencia con materiales de aportación de la aleación 18% Cr, 8% Ni, 6% Mn = 1.4370. Tal es el ejemplo que se muestra en la figura 9.

FIG 9.- UNIÓN DE LA PARED DE UN TANQUE DE ACERO 1,4301 CONTRA UN SOPORTE DE ACERO S235J2G3, LA UNIÓN SE REALIZA CON UN CONSUMIBLE 1.4370, CUYO CONTENIDO DE MANGANESO ES MAYOR A 5% 8.1.2.- Uniones B/N del g rupo II

Las uniones blanco con negro del grupo II deberán soldarse de preferencia con materiales de aportación resistentes a la corrosión, tales como 1,4302; 1,4551; 1,4576.


Tema 2.25 -18-


El depósito de metal deberá solidificarse en ferrita primaria para evitar la fisuración en caliente. El contenido de ferrita deberá ser menor al 12% para evitar la formación de una red ferrítica. Un consumible 1,4370 no es recomendable debido al medio corrosivo.

1.4550

1.4551 = G 1912 Nb Medio

corrosivo 15 Mo 3

1.4332 = G 24 12 L = E 309L FIG. 10.- L A UNIÓN DEBERÁ TENER UN TRATAMIENTO TÉRMICO DESPUÉS DEL SOLDEO DE LA PARTE DE ACERO AL MOL IBDENO , DESPUÉS DE ESTO SE REALIZARÁ EL SANEADO , Y SE HARÁ EL RECUBRIMIENTO CON LOS MATERIALES DE APORTACIÓN 1,4332 Y 1,4551 RESPECTIVAMENTE. 8.1.3.- Uniones B/N del g rupo III

Las uniones blanco con negro del grupo III se deberán soldar preferentemente con materiales de aportación de base níquel. Estos impiden la difusión del carbono, con lo que simultáneamente impiden la formación de carburos en el depósito de alta aleación. Tanto a temperaturas de servicio muy altas como muy bajas, el alto coeficiente de dilatación del níquel, disminuye las tensiones de diferente dilatación térmica entre los aceros de alta y baja aleación. S-Ni Cr 20 Nb W.Nr. 1.735 = 13CrMo44

W.Nr. 1.4580 = X6CrNiNb17122

Ø FIG. 11.- UNIÓN DEL GRUPO III. TUBO Y MANGUITO DE CONDUCCIÓN DE VAPOR, TEMPERATURA DE SERVICIO > 300º C.


Tema 2.25 -19-


8.2.- Ejemplos en el di agrama de Schaeffler. 8.2.1.- Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo 1,4370.

T ABLA 5. C ÁLCUL O DEL CROMO Y NÍQUEL EQUIVALENTE DEL CASO 8,2,1.

Metal Base 1 Factor

%

Metal Base 2

Total:

Factor

%

Metal de aportación

Total

Factor

%

Total

Cromo

1,0

0

0

1,0

19

19

1,0

19

19

Molibdeno

1,0

0

0

1,0

0

0

1,0

0

0

Silicio

1,5

0,5

0,75

1,5

1

1,5

1,5

0

0

Niobio

0,5

0

0

0,5

0

0

0,5

0

0

Titanio

2,0

0

0

2,0

0,8

1,6

2,0

0

0

Cromo Equiv.

0,75

22,1

19

Níquel

1,0

0

0

1,0

12

12

1,0

9

9

Carbono

30

0,2

6

30

0,08

2,4

30

0,12

3,6

Manganeso

0,5

1,2

0,6

0,5

2

1

0,5

6

3

Níquel Equiv.

6,6

15,4

15,6

CESOL

FIG. 12.- CON UNA DILUCIÓN NORMAL DE 30% SE OBTIENE UNA ESTRUCTURA TOTALMENTE AUSTENÍTICA . DEBIDO AL CONTENIDO DE MANGANESO DE 6 A 7%, LA ALEACIÓN TODAVÍA ESTÁ LIBRE DE AGRIETAMIENTO EN CALIENTE , SI DURANTE EL SOLDEO SE AUMENTA LA DILUCIÓN, SE CAERÁ EN LA ZONA A + M, RESULTANDO UNA ALEACIÓN DE MUY BAJA DUCTILIDAD Y PROPENSA AL AGRIETAMIENTO EN CALIENTE.


Tema 2.25 -20-

ASOCIACIÓN ESPAÑOLA DE SOLDADURA Y TECNOLOGÍAS DE UNIÓN 8.2.2,- Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo básico AWS A5,9 E 309L.

T ABLA 6. C ÁLCUL O DEL CROMO Y NÍQUEL EQUIVALENTE DEL CASO 8,2,2.

Metal Base 1 Factor

%

Metal Base 2 Total:

Factor

%

Metal de aportación Total

Factor

%

Total

Cromo

1,0

0

0

1,0

19

19

1,0

23

23

Molibdeno

1,0

0

0

1,0

0

0

1,0

2,5

2,5

Silicio

1,5

0,5

0,75

1,5

1

1,5

1,5

1

1,5

Niobio

0,5

0

0

0,5

0

0

0,5

0

0

Titanio

2,0

0

0

2,0

0,8

1,6

2,0

0

0

Cromo Equiv.

0,75

22,1

27

Níquel

1,0

0

0

1,0

12

12

1,0

13

13

Carbono

30

0,2

6

30

0,08

2,4

30

0,03

0,9

Manganeso

0,5

1,2

0,6

0,5

2

1

0,5

1

0,5

Níquel Equiv.

6,6

15,4

14,4

CESOL

FIG. 13.- CON UNA DILUCIÓN NORMAL DE 30% SE OBTIENE UNA ESTRUCTURA CORRESPONDIENTE A UN DEPÓSITO AUSTENÍTICO E 308 (19%CR 9%NI), SE TRATA DE UN MATERIAL CON 5 A 8% DE FERRITA DELTA , CON LO QUE ESTARÁ LIBRE DEL PELIGRO DE AGRIETAMIENTO EN CALIENTE . L A UNIÓN NO ES ADECUADA PARA TEMPERATURAS DE SERVICIO MAYORES A 300º C DEBIDO A LA POSIBILIDAD DE LA DIFUSIÓN DE CARBONO QUE FORMARÍA LOS CARBUROS DE CROMO .


Tema 2.25 -21-


8.3.- Consumibles de aleaciones Ni-Cr-Fe Por aleaciones Ni-Cr-Fe nos referimos a los consumibles ENiCrFe-2 , ENiCrFe-4 para electrodo recubierto y ERNiCrFe para alambre y varilla. En las uniones entre aceros al carbono o de baja aleación con aceros inoxidables austeníticos el metal de aportación Ni-Cr-Fe permite diluciones importantes sin agrietamiento, conservando siempre su ductilidad. Únicamente cuando uno de los metales presenta un contenido elevado en silicio (caso de acero moldeado inoxidable austenítico) hay peligro de grietas en caliente. También con el metal de aportación Ni-Cr-Fe se suele practicar el untado buscando las mismas ventajas que en las uniones B/N del grupo III, como fácil acceso, control de la dilución, y poco embridamiento. Además se evita sensibilizar al acero inoxidable austenítico que así no está presente en el tratamiento térmico de postsoldadura. Todo ello frente al inconveniente de un mayor coste económico. 8.3.1- Interfase

En realidad cuando el acero ferrítico se suelda al acero inoxidable austenítico mediante un metal de aportación de base níquel existen en la unión dos interfases. La que nos ocupa ahora es la interfase Ni-CrFe / acero ferrítico. En condición de soldadura tenemos también una capa martensítica en la interfase, aunque ésta parece más estrecha y con menos consecuencias prácticas que la que se pueda formar en la ZAT. El tratamiento térmico de postsoldadura (600º/700ºC) daña muy poco a estas interfases porque: 

La actividad del carbono en el metal Ni-Cr-Fe es mucho menor que el acero inoxidable austenítico, por lo que la emigración de carbono a través de la interfase disminuye mucho. Ya no se producen las extensas zonas descarburadas en el acero ferrítico ni las notables precipitaciones de carburos de cromo en la unión o en el acero austenítico.



El coeficiente de expansión del metal Ni-Cr-Fe es similar al del acero ferrítico, así que ya no aparecen en la interfase tensiones inducidas por el tratamiento térmico.

Por la misma razón el servicio bajo fatiga térmica ya no induce en la interfase tensiones de cortantes variables. Ahora las tensiones residuales del tratamiento térmico se sitúan en la interfase Ni-Cr-Fe / inoxidable austenítico, pero la excelente resistencia a la fluencia y a la oxidación de ambos materiales garantiza su integridad en servicio. En ambientes en que las aleaciones de níquel no pueden trabajar (por ejemplo en reactores petroquímicos, por la presencia de azufre que las corroería) se suele recurrir a hacer la raíz de la unión con acero inoxidable austenítico tipo 309, y el resto, que ya no es bañado por el fluido, con metal Ni-Cr-Fe. Pese a todo esto la problemática de las uniones acero ferrítico/inoxidable austenítico no está totalmente resuelta en servicios severos, como los tubos sobrecalentadores de las calderas de combustible fósil que trabajan a 550ºC con acero ferrítico 2 1/4 Cr 1 Mo, y los tubos de los intercambiadores de calor de los reactores nucleares rápidos. -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

Tema 2.25 -22-


Con el metal de aportación Ni-Cr-Fe dichos tubos de calderas fallan por la interfase al cabo de años de servicio debido a la emigración de carbono (muy pequeña pero constante) y a la oxidación preferencial externa. TABLA 7.- CONSUMIBLES SUGERIDOS PARA LA UNIÓN DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACERO .

Aleación de níquel

Forma de suministro del consumible

Consumible para soldar con

UNS Nº

Designación común 1

N02200

Níquel puro Electrodo revestido, ENi-1, ENiCrFe-2 comercial varilla y alambre ERNi-1, ERNiCr-3

N04400

Alloy 400

N05500

Alloy K-500

N05502

Alloy 502

N06600

Alloy 600

N08800

Alloy 800

N06625

2

Acero al carbono o de Acero inoxidable baja aleación ENi-1, ENiCrFe-2, ENiCrFe-3 ERNi-1, ERNiCrFe-2, ERNiCrFe-3

Electrodo revestido, ENiCu-7, ENi-1 varilla y alambre ERNi-1

ENiCrFe-2, ENiCrFe-3

Electrodo revestido, ENiCrFe-2, ENiCrFe-3 varilla y alambre ERNiCrFe-3, ERNiCrFe-6

ENiCrFe-2, ENiCrFe-3

Alloy 625

Electrodo revestido, ENiCrFe-2, ENiCrMo-3 varilla y alambre ERNiCrFe-3, ERNiCrMo-3

ENiCrFe-2, ENiCrMo-3

N08825

Alloy 825

Electrodo revestido, ENiCrMo-3 varilla y alambre ERNiCrMo-3

ENiCrMo-3

N10665

Alloy B-2

Electrodo revestido, ENiMo-7 varilla y alambre ERNiMo-7

ENiMo-7

N10276

Alloy C-276


ENiCrMo-4

N06455

Alloy C-4


ENiCrMo-4

N06007

Alloy G


ENiCrMo-9

ERNiCr-3, ERNiCrFe-6

ERNiCrFe-3, ERNiCrFe-6

ERNiCrFe-3, ERNiCrMo-3

ERNiCrMo-3

ERNiMo-7

ERNiCrMo-4

ERNiCrMo-7

ERNiCrMo-1

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


Tema 2.25 -23-


TABLA 8.- PROPIEDADES MECÁNICAS TÍPICAS DE UNIONES DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACEROS (TABLA 6.10)

Aleación de níquel

Acero Consumible 2

Carga de rotura en MPa

Deformación %

Loc alización de la fractura.

UNS Nº

Designación Nomenclatura común 1 AISI / ASTM

N04400

Alloy 400

410

ENiCrFe-2

564

34

Alloy 400

N04400

Alloy 400

304

ENiCrFe-2

575

45

Alloy 400

N06600

Alloy 600

347

ENiCrFe-2

656

29

Alloy 600

N06600

Alloy 600

405

ENiCrFe-6

621

35

Acero inoxidable

N06625

Alloy 625

304

ENiCrMo-3

629

-

Acero inoxidable

N06625

Alloy 625

410

ERNiCrMo-3

566

-

Acero inoxidable

N08800

Alloy 800

347

ERNiCrFe-6

625

33

N10001

Alloy B

A36 = S235

ENiMo-1

414

-

Acero ASTM A36

N10002

Alloy C

316

ENiCrFe-2

624

33

Acero inoxidable

N10002

Alloy C

A36 = S235

ENiCrMo-5

421

-

Acero ASTM A36

Alloy 800

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

9.- UNIONES DE ALEACIONES DE COBRE-NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO / ACERO INOXIDABLE En muchas aplicaciones para plantas químicas, se construyen algunos componentes de cobre o de aleaciones de cobre, para los requisitos especiales de resistencia a la corrosión que se debe cumplir, mientras el resto del componente se construye de acero. Cuando es necesaria la total hermeticidad entre los componentes, o una resistencia moderada a presión interna en recipientes a presión, las uniones con bridas no son las más adecuadas, entonces se tiene que recurrir a la soldadura. Durante el soldeo, el cobre líquido puede difundirse en los límites de grano del acero, conduciendo a la dislocación de la microestructura y a la aparición de grietas. Esta forma de fisura se denomina grietas por soldeo fuerte (Lötrissigkeit). Las condiciones para que ocurran estas grietas son: a. El material humectado con el baño de soldadura fuerte (cobre, bronce, latón u otros) deberá encontrarse bajo el efecto de cargas externa o esfuerzos residuales internos de tensión. Las aleaciones de cobre tienen una carga de rotura bajo esfuerzos combinados de 150 a 180 N/mm 2. b. El punto de fusión del metal líquido de menor peso específico, debe ser relativamente alto. c. El metal líquido, debe ser por lo menos limitadamente, soluble en el metal base. El peligro de la formación de grietas ya no está presente cuando el cordón de soldadura está totalmente solidificado. La tendencia a la formación de grietas por soldeo fuerte disminuye la resistencia a las cargas dinámicas o al fallo por fatiga en comparación con la carga de rotura. Si la unión entre cobre y acero al -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

Tema 2.25 -24-


carbono estará sometida a muy bajos esfuerzos, la tendencia a la fisura por soldeo fuerte tiene pocos efectos sobre la resistencia de la unión soldada. En estos casos es permisible soldar cobre con acero directamente sin ningún cojín intermedio. Para uniones soldadas sometidas a grandes esfuerzos de tensión, eliminando el peligro de las fisuras por soldeo fuerte, así como para la unión de aceros inoxidables al cromo-níquel con cobre, es preciso evitar la dilución del cobre en los granos del acero, esto es posible con un cojín de varias pasadas de níquel sobre la superficie de cobre, utilizando después níquel como metal de aportación para soldar la unión disímil. La buena solubilidad del níquel con el acero y del níquel con el cobre independientemente, hacen posible realizar una unión soldada libre de grietas, con buenas propiedades de resistencia y resiliencia. En las aplicaciones prácticas es muy importante la unión de aleaciones de cobre con acero al carbono o con aceros de baja aleación. La tabla 9 sirve como guía para alguna combinaciones posibles. Las indicaciones para las soldaduras cobre-acero son válidas también para las uniones cuproníquelacero, con la única excepción del precalentamiento del cobre. Por un lado la conductividad térmica de los cuproníqueles es similar a la del acero, con lo que desaparece la necesidad de tal precalentamiento. Por otro lado, los cuproníqueles no deben precalentarse por encima de 65ºC ya que hay peligro de grietas en caliente y de pérdida de resistencia a la erosión corrosión por precipitación del hierro disuelto. La figura 14 muestra el diagrama del sistema cobre níquel. Sólo hay una fase, solución sólida. Intervalo de solidificación corto. Se usa el untado (Buttering) de níquel sobre cobre. La figura 15 muestra las zonas libres de grietas en caliente o grietas de soldeo fuerte, la dilución de los consumibles de cobre-níquel, con hierro o cromo, o con la combinación de ambos, deberá estar limitada al 5%. Estas aleaciones CuNiFe soldadas a los aceros al carbono o inoxidables tiene aplicaciones en la construcción naval. Lo usual es untar el acero inoxidable con níquel o aleaciones ricas en níquel para evitar la dilución de cobre con hierro o cromo, luego la unión puede ser realizada con aleaciones cobre-níquel o níquel cobre.


Tema 2.25 -25-


FIG. 14.- DIAGRAMA DE FASE NÍQUEL COBRE . SÓLO HAY UNA FASE , SOLUCIÓN SÓLIDA. INTERVALO DE SOLIDIFICACIÓN CORTO . SE USA EL “ B UTTERING” DE NÍQUEL SOBRE COBRE

CUPRONÍQUELES: %Cu 70-90. Contienen adiciones menores de hierro manganeso y cinc. La resistencia a la erosión - corrosión es mejor cuando el hierro está en solución sólida, así que se cuida de no calentar el


FIG. 14.- DIAGRAMA DE FASE NÍQUEL COBRE . SÓLO HAY UNA FASE , SOLUCIÓN SÓLIDA. INTERVALO DE SOLIDIFICACIÓN CORTO . SE USA EL “ B UTTERING” DE NÍQUEL SOBRE COBRE

CUPRONÍQUELES: %Cu 70-90. Contienen adiciones menores de hierro manganeso y cinc. La resistencia a la erosión - corrosión es mejor cuando el hierro está en solución sólida, así que se cuida de no calentar el metal mucho. Por otro lado el cuproníquel tiene tendencia a grietas en caliente así que, por ambas razones, no se precalienta por encima de 65º C.

FIG. 15.- DIAGRAMA TERNARIO FE-CU-NI, SE MUESTRA LA REGIÓN DE GRIETA EN CALIENTE O GRIETA DE SOLDEO FUERTE , Y LA ZONA LIBRE DE LA SUSCEPTIBILIDAD A ESTAS GRIETAS .


Tema 2.25 -27-


10.- UNIONES DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO. Para el soldeo de acero con aleaciones de alto contenido de níquel, es necesario observar algunas particularidades, las soldaduras ferríticas, y adicionalmente aleadas con cromo tienden a la formación de martensita, siendo sensibles al endurecimiento. Soldaduras de níquel-cobre del tipo NiCu30Fe no son compatibles con cromo (mayor al 6%) o con acero con alto contenido de carbono, debido a la alta tendencia al agrietamiento en caliente. Las soldaduras de los aceros inoxidables comunes 18% Cr / 8% Ni contienen ferrita, con la que se disminuye la tendencia a la formación de grietas en caliente. Una aleación de níquel en cambio, propicia la formación de austenita y conlleva la formación de grietas en caliente. Además un contenido mayor al 3% de cobre en estos depósitos conduce a la fractura en caliente ya en servicio (caso de fallo diferente al de la grieta en caliente). Cuando se deban soldar aleaciones de níquel-cobre del tipo NiCu30Fe con acero sin aleación, se pueden utilizar consumibles de Ni-Cu con bajo contenido de carbono, adicionalmente se deben emplear consumibles con elementos desgasificantes. Para unir las aleaciones níquel-cobre en mención, con aceros al cromo es recomendable untar o depositar una capa de níquel puro. El soldeo de las aleaciones endurecibles NiCu30Al con acero debe ocurrir en estado recocido de disolución, después del soldeo se hace nuevamente el temple de endurecimiento. Para este efecto es importante observar, que la temperatura de temple sea de 750 a 800º C, con lo que el acero no alcance la temperatura necesaria para una transformación completa en austenita, es decir solo se logra una transformación parcial de la fase alfa ( α) en gama ( γ). Con el enfriamiento final pueden originarse del lado del acero, tensiones residuales y estructuras no deseables, para eliminarlas es necesario hacer un revenido. La unión de aleaciones de níquel-cromo-hierro con acero se han desarrollado consumibles similares a las aleaciones en mención, del tipo S-NiCr15FeNb. El soldeo de las aleaciones endurecibles NiCr15Fe7 deben ser muy raramente solicitadas. A similitud de las aleaciones endurecibles níquel-cobre, deberán soldarse en estado recocido de disolución, siendo el tratamiento de temple posterior al soldeo. También para la unión de las aleaciones de níquel-molibdeno con acero existen consumibles adecuados de base níquel-molibdeno. Asimismo se puede utilizar el material de aportación mencionado, del tipo S-NiCr15FeNb. La experiencia práctica ha demostrado que la dilución del metal de aportación níquel con hierro no debe superar el 40% con electrodo revestido y el 25% con TIG, MIG y arco sumergido. En las tablas 7 y 8 se recomiendan los consumibles más adecuados a cada caso. A veces surge el problema del contenido de azufre y fósforo del acero, que resulta elevado para la aleación de níquel. En este caso se cuidará de reducir la dilución. A continuación indicamos las diluciones máximas permisibles para distintos metales de aportación.


Tema 2.25 -28-


T ABL A 10.- DILUCIÓN DE LOS CONSUMIBLES BASE NÍQUEL CON HIERRO

METAL DE SOLDADURA

DILUCION MAX. CON HIERRO (%)

Ni (TIG, MIG, arco sumergido)

25

Ni (electrodo revestido)

40

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

5

Ni-Cu (TIG, MIG)

10

Ni-Cu (arco sumergido)

25

Ni-Cu (electrodo revestido)

30

Cu-Ni

5

Cu-Ni (TIG, MIG, arco sumergido)

25

Ni-Cr (electrodo revestido)

40

T ABLA 11.- DILUCIÓN DE LOS CONSUMIBLES BASE NÍQUEL CON CROMO .

METAL DE SOLDADURA

DILUCION MAX. CON CROMO (%)

Ni

30

Ni-Cu

6

Cu-Ni

10

Ni-Cr

10

Los metales de aportación Ni-Cr se utilizan cuando hay dilución con cromo. Hay que cuidar la dilución cuando el metal base contiene alto porcentaje de silicio (acero inoxidable austenítico fundido). El contenido de silicio en el metal de soldadura no debe superar el 0,75%

11.- UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ALEACIONES DE COBRE La dilución (5%) del cobre con hierro conduce a grietas en caliente. Además, el cobre tiende a difundirse entre los bordes de grano de la zona térmicamente afectada del acero, produciendo fisuras por soldeo fuerte. Por otro lado al solidificar aparecen en el sistema cobre-hierro dos fases que, aunque son soluciones sólidas y por tanto dúctiles (y no frágiles como los compuestos intermetálicos), pueden dar problemas de corrosión. Para evitar la dilución con hierro del metal de aportación se utiliza el untado (buttering) de níquel sobre el acero.


Tema 2.25 -29-


FIG. 16.- DIAGRAMA COBRE HIERRO (CU-FE).

Obsérvese el gran intervalo de solidificación que hay en una amplia gama de composiciones: Hay propensión a grietas en caliente. No hay compuestos intermétalicos frágiles, pero hay dos fases (que son soluciones sólidas, dúctiles): puede haber problemas de corrosión. Los cobres comerciales pueden unirse a aceros ferríticos o aceros inoxidables austeníticos con metal de aportación ERNi-3. Si se hace con previo untado (buttering) se garantiza una mejor calidad. En estas uniones el cobre se precalienta entre 200 a 500 º C, dependiendo del espesor de chapa y del proceso de soldeo. El precalentamiento es necesario para neutralizar la conductividad térmica del cobre, sino no se alcanzaría la temperatura del punto de fusión para soldar. También el metal de aportación ER CuAl-A 2 permite soldar cobre a acero ferrítico o inoxidable austenítico con o sin untado. Esto se debe a que este consumible tolera la dilución con hierro. Salvo en el caso del metal de soldadura ERNi-3 las uniones cobre-acero tienden a ser soldadura de fusión sólo en el lado del cobre, mientras que en el lado del acero es una soldadura fuerte (“brazing”) ya que aquí la temperatura de fusión del acero es superior a la del consumible. Por ello con otros metales de aportación, como el ERCuAl-A 2, se tratará de penetrar en el acero ya que en caso contrario la resistencia de la junta es peor, y bajo tensiones altas puede fallar la interfase aleación de cobre/acero. La tabla 9 también tiene una columna sobre las sugerencias para la unión de acero inoxidable con cobre.


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12.- UNIONES DE ACERO CON ALUMINIO / AL EACIONES DE ALUMINIO El soldeo de acero con aluminio es difícil, porque de acuerdo con el diagrama de estado hierro-aluminio, aparecen compuestos intermetálicos duros y frágiles en un rango muy amplio. Un recubrimiento previo del acero con aluminio, por ejemplo mediante inmersión en aluminio líquido, o mediante termorociado, facilita la unión cuando se utilizan consumibles de aluminio-silicio. También se han logrado resultados aceptables recubriendo el acero con zinc o estaño, mediante un recubrimiento depositado con llama (soldeo oxigas), o por inmersión en el metal líquido, con lo que se reduce el peligro de la fisura por soldeo fuerte. Finalmente se realiza el soldeo de acero con aluminio mediante el proceso TIG con un material de aportación similar a la del aluminio empleado. La tabla 12 contiene algunos datos sobre los valores posibles de carga de rotura en uniones soldadas a tope, de aluminio con acero. La rotura se presentó en todo caso en la capa intermedia, aun cuando en casi todos los casos se logró un doblado a 180º. Las uniones a solape y las uniones en ángulo no son recomendables debido a la mala distribución de los esfuerzos y al peligro de corrosión. La unión de acero de alta aleación al cromo níquel con aluminio se dificulta por la tenacidad de las capas de óxido de ambos metales en la unión. Se han dado casos de unión de tubos de acero inoxidable con tubos de aluminio, en los que se utilizó una combinación de soldeo fuerte con soldadura, el tubo de acero inoxidable queda inserto dentro del tubo de aluminio, primero se estaña (recargue con estaño) la pared del tubo de acero inoxidable, para unir por soldeo fuerte al tubo de aluminio, una vez que se logra evitar el giro entre ambos tubos, se puede soldar el solape de ambos tubos con el proceso TIG. TABLA 12.-V ALORES DE CARGA DE ROTURA D E UNIONES A TOPE DE ALUMINIO CON ACERO SOL DADAS CON EL PROCESO TIG.

Combinación materiales

de Capa intermedia

Consumible

Carga de rotura

Lugar de la fractura

N / mm2

Acero / Al 99,5

Sn

S-Al99,5Ti

80

Capa intermedia

Acero / AlMn 1,5

Zn

S-AlSi 5

100

Capa intermedia

Acero / AlMg 3

Sn

S-AlMg 5

160

Capa intermedia

Acero / AlMg 3

Zn

S-AlMg 5

120

Capa intermedia

Acero / AlMgMnSi

Sn

S-AlMg 5

130

Capa intermedia

Acero / AlMgMnSi

Sn

S-AlMg 5

140

Capa intermedia

El proceso que está dando muy buenos resultados en la unión de acero con aluminio y sus aleaciones, es el de soldeo por fricción. De hecho es ideal para una gran cantidad de combinaciones de uniones disímiles. Las principales ventajeas de este proceso son: Para la construcc ión so ldada: Soldeo en lugares de difícil acceso (soldeo de espárragos, y piezas de diseño complicado) Mínima contracción. Conservación de la reproducibilidad de la contracción.


Tema 2.25 -31-


Para el material: Conservación de las propiedades. Mínimo cambio metalúrgico. Control de la temperatura durante el ciclo térmico. Fabricación: Ajuste preciso de las variables del proceso. Amplio rango de ajuste de los parámetros de soldeo. Facilidad de automatización. Calidad: Reproducibilidad, control de los parámetros. Ajuste del proceso, facilidad de pruebas mediante ensayos no destructivos. La figura 17 muestra un eje de automóvil compuesto por un vástago y base de acero, que se une a un tubo de aluminio para disminuir el peso del componente. La unión de ambos metales está garantizada para la carga dinámica que deberá soportar. Otro caso es un perno de acero M8 cuya base está soldada a un tubo de aluminio de 20 mm x 2 mm, como se muestra en la figura 18.

FIG. 17.– EJE DE AUTOMÓVIL COMPUESTO POR PIEZAS DE ACERO Y ALUMINIO SOLDADAS POR FRICCIÓN .

FIG. 18.- TUBO DE ALUMINIO SOLDADO A UNA BASE DE ACERO QUE TIENE UN PERNO M8. -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

Tema 2.25 -32-


13.- UNIONES DE COBRE CON ALUMINIO / AL EACIONES DE ALUMINIO. El aluminio se diluye con la mayoría de los metales no ferrosos en estado líquido, pero forma compuestos intermetálicos frágiles, comúnmente formados en estado sólido. Estos compuestos limitan la aplicación del soldeo por fusión del aluminio con otros metales. Para unir aluminio con cobre se recarga el cobre con una capa de plata o aleación de plata, la unión se suelda con consumibles de aluminio o aluminio-silicio. También es aplicable la soldadura de tapón en uniones de solape, donde el consumible puede ser de cobre o de aluminio. Sin embargo este tipo de uniones es complicada por el solape y fácilmente puede ser reemplazada por una unión remachada. La soldadura por fricción ha dado buenos resultados en algunos elementos de conexiones eléctricas, donde la mayor importancia es la conductividad eléctrica de la unión, un ejemplo de estos elementos se ilustra en la figura 6.

FIG 19.- CONEXIONES ELÉCTRICAS DE COBRE SOLDADAS A MANGUITOS DE ALUMINIO .


Tema 2.25 -33-

Soldeo Entre Materiales Disimilares

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