Tesis Efecto de Los Parametros de La Soldadura Tig en Aceros Austeniticos Aisi 310

UNIVERSIDAD NACIONAL DE TRUJILLO FACULTAD DE I NGENIERIA ESCUELA ACADEMICO PROFESIONAL DE INGENIERIA MECANICA

EFECTO DE LOS PARAMETROS DE SOLDADURA TIG EN LA RESISTENCIA MECANICA Y MICRODUREZA DE JUNTAS SOLDADAS DE ACERO INOXIDABLE AUSTENITICO AISI 310 eIS TEtS

PARA OBTENER EL TITULO PROFESIONAL

DE

INGENIERO MECANICO

AUTOR: Br. EDWIN EDWIN JAVIER CARLOS CARLOS JIMENEZ JIMENEZ ASESOR: Dr. VÍCTOR ALCÁNTARA ALZA

TRUJILLO- PERU 2015

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DEDICATORIA La elaboración de éste proyecto lo dedico en primer lugar a mi padre y madre, ya que han sido mi soporte en todos los aspectos durante todos mis años de estudio e inculcaron en mí el deseo de superación, superación, que se ve plasmado en la realización del presente trabajo. trabajo.

AGRADECIMIENTOS : Al Dr. Ing. Víctor Manuel Alcántara Alcántara Alza, por su orientación y asesoramiento asesoramiento incondicional en el presente trabajo de investigación y por las cátedras impartidas de Mecánica de Materiales y Procesos de fabricación durante mi formación profesional. : A todos los docentes universitarios universitarios que contribuyeron contribuyeron en mi formación académico profesional, de de manera especial especial a los docentes docentes del del área de materiales materiales y procesos. procesos. : A mi Alma Mater, la l a Universidad Nacional de Trujillo, por haberme albergado albergado en mi vida universitaria, hasta verme profesional. : Al personal Administrativo, biblioteca y de servicio por su delicada delicada participación en el funcionamiento y mantenimiento de mi alma mater. : A

Dios, a mis padres, en especial a mi hermano Ivan que siempre siempr e estuvo

brindándome su apoyo y ayuda. ayuda. A mi novia Claudia, Claudia, por sus ánimos ánimos y paciencia. paciencia. : A la empresa V&J S.A donde laboro y donde me he enriquecido de todos mis conocimientos prácticos prácticos y aplicativos de mi vida profesional. : A mis amigos y colegas de mi Alma Mater.

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PRESENTACION Señores miembros del jurado. Señor Decano de la Facultad de Ingeniería (UNT) Señores Docentes de la Escuela Escuela de Ingeniería Mecánica Mecánica (UNT) De conformidad a lo contemplado por la ley universitaria 30220, Art. 45. Inc 45.2, en concordancia con lo dispuesto en el Art. 133 de los Estatutos de la Universidad Nacional de Trujillo, presento a vuestra disposición, bajo la modalidad de elaboración de una TESIS, el presente trabajo de investigación titulado: “EFECTO

DE LOS PARAMETROS DE SOLDADURA TIG EN LA RESISTENCIA MECANICA Y MICRODUREZA DE JUNTAS SOLDADAS DE ACERO INOXIDABLE AUSTENITICO AISI 310 ”. Mediante el cual postulo a optar el título de Ingeniero Mecánico.

El presente presente trabajo de investigación, investigación, conto conto con el asesoramiento asesoramiento del Dr-Ing. Víctor Alcántara Alza; y por su naturaleza, es del tipo de investigación aplicada, basada en el método experimental, habiendo seguido los pasos y procedimientos normados en la metodología de la investigación científica. Es mi deseo que los resultados, conclusiones y recomendaciones obtenidas en el presente estudio permitan ampliar los conocimientos conocimientos en el área respectiva , tanto en los estudiantes estudiantes de Pre-grado, Pre-grado, como en los profesionales que que ejercen la carrera de Ingeniería Mecánica. Mecánica. Mucho agradeceré cualquier cualqui er sugerencia que ayude a enriquecer el el presente trabajo.

Trujillo, Julio del 2015

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BR. EDWIN J. CARLOS JIMENEZ

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INDICE GENERAL Dedicatoria……………………………………………………………………………2 Agradecimientos……………………………………………………………………....2 Presentac ión…………………………………………………………………………...3 Lista de figuras……………………………………………………………………......7 Lista de ta blas…………………………………………………………………………9 Resumen……………………………………………………………………………...11 Abstract……………………………………………………………………………....12

CAPITULO I- INTRODUCCION I.1. REALIDAD PROBLEMÁTICA………………………………………………...13 I.2. ANTECEDENTES ………………………………………………………………16 I.3 FORMULACION DEL PROBLEMA DE INVESTIGACION………………….17 I.5. OBJETIVOS……………………………………………………………………..17 I.5.1. OBJETIVO GENERAL……………………………………………………….17 I.5.2. OBJETIVOS ESPECIFICOS………………………………………………….17 I.6. JUSTIFICACION………………………………………………………………..18

CAPITULO II- FUNDAMENTOS TEORICOS II.1. ACEROS INOXIDABLES……………………………………………………..19 II.1.1. DIAGRAMA DE FASES DE LOS ACEROS INOXIDABLES ……………..19 II.1.2. TIPOS Y CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS INOXIDABLES ………….22 II.1.3. LOS ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS ………………………….22 II.1.3.1. FASES INTERMEDIAS EN LOS ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS………………………………………………….23 II.1.3.2. PROPIEDADES MECÁNICAS DE LOS ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS………………………………………………….25 II.2. LA SOLDADURA- GENERALIDADES……………………………………...26 II.2.1. ENERGÍA TÉRMICA DE LA SOLDADURA ………………………………26 4

II.2.2. EL ARCO ELÉCTRICO UTILIZADO EN SOLDADURA …………………27 II.2.3. REGIONES DE LA UNIÓN SOLDADA: METAL DE SOLDADURA Y ZONA AFECTADA POR EL CALOR …………………………………………..29 II.2.4. SOLDABILIDAD…………………………………………………………….32 II.2.5. SOLDADURA DE ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS………….33 II.2.6. PROBLEMAS FRECUENTES EN LA SOLDADURA DE ACEROS INOXIDABLES AUSTENITICOS………………………………………34 II.2.6.1. FISURACIÓN EN CALIENTE (Hot Cracking) …………………………...34 II.2.6.2. FORMACIÓN DE FASE SIGMA……………………………………….....35 II.2.7. CROMO Y NÍQUEL EQUIVALENTE……………………………………...36 II.2.8. SOLDABILIDAD DE LOS ACEROS AUSTENÍTICOS…………………...38 II.2.8.1. DIAGRAMAS DE COMPOSICIÓN………………………………………38 II.2.8.2. EVALUACIÓN SEGÚN EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER …………..41 II.2.8.3. EFECTOS DEL FÓSFORO Y AZUFRE EN LA SOLDABILIDAD DE LOS ACEROS AUSTENITICOS…………………………..43 II.2.9. PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA EN ACEROS INOXIDABLES …...44 II.2.9.1. SOLDADURA TIG.- GTAW………………………………………………45

CAPITULO III-MATERIALES Y METODOS III.1. MATERIAL DE ESTUDIO…………………………………………………...48 III.1.1. CARACTERISTICAS GENERALES………………………………………48 III.1.2. COMPOSICION QUÍMICA DEL ACERO AISI 310 ………………………48 III.1.2. COMPOSICION QUÍMICA Y PROPIEDADES MECANICAS ESTIMADAS DEL ACERO AISI 310 ……………………………...48 III.1.3. RESISTENCIA A LA CORROSIO N……………………………………….49 III.1.4. RECOMENDACIONES DE SOLDABILIDAD……………………………49 III.2. MATERIAL DE APORTE…………………………………………………...50 III.2.1. RECOMENDACIONES PARA SU APLICACIÓN………………………...50 III.2.2. COMPOSICION QUIMICA Y PROPIEDADES MECANICAS…………...50 III.3. EQUIPOS, INSTRUMENTOS DE MEDICIÓN Y MATERIALES CONSUMIBLES USADOS EN EL EXPERIMENTO ……………………………..51 III.4. DISEÑO EXPERIMENTAL…………………………………………………..51

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III.4.1. VARIABLES DE ESTUDIO ………………………………………………..52 III.4.2. ESQUEMA DE INVESTIGACION………………………………………...52 III.4.3. PARAMETROS DE PROCESOS DE SOLDADURA ……………………...53 III.4.4. MATRIZ DEL DISEÑO EXPERIMENTAL………………………………..53 III.5. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL………………………………………54 III.5.1. PREPARACION DE JUNTAS……………………………………………..54 III.5.2. PREPRACION DE PROBETAS……………………………………………55 III.5.3. PROCESO DE SOLDADURA……………………………………………...56 III.5.4. ENSAYOS DE TRACCIÓN………………………………………………..56 III.5.5. ENSAYOS DE MICRODUREZA…………………………………………..57 III.5.6. ENSAYO METALOGRAFICO…………………………………………….59

CAPITULO IV- RESULTADOS Y DISCUSIÓN IV.1. RESULTADOS DE MICRODUREZA ……………………………………….60 IV.2. GRAFICOS DE MICRODUREZA DE JUNTAS SOLDADAS……………...61 IV.3. RESULTADOS DE LOS ENSAYOS DE TRACCION ……………………..67 IV.4. GRAFICOS DE PROPIEDADES MECANICAS DE LOS ENSAYOS DE TRACCION………………………………………………………...68 IV.5. CURVAS TENSION-DEFORMACION DE LOS ENSAYOS DE TRACCION……………………………………………………………………..70 IV.6. ANALISIS DE LA MICROESTRUCTURA ………………………………….75 IV.6.1. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 1 ……………75 IV.6.2. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 2 ……………76 IV.6.3. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 3 ……………77 IV.6.4. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 4 ……………78 IV.6.5. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 5 ……………79 IV.6.6. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 6 ……………80 IV.6.7. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 7 ……………81 IV.6.8. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 8 ……………82 IV.6.9. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 9 …………….83 IV.7. DISCUSION DE RESULTADOS……………………………………………..84 IV.7.1. DISCUSION DE LA DUREZA ……………………………………………..84 IV.7.2. DISCUSION DE LAS PROPIEDADES DE TRACCION………………….84 6

IV.7.3. DISCUSION DE LA MICROESTRUCTURA……………………………...84 CONCLUSIONES…………………………………………………………………...88 RECOMENDACIONES…………………………………………………………….89 REFERENCIAS……………………………………………………………………..90 ANEXOS…………………………………………………………………………….94

LISTA DE FIGURAS. Dentro del Capitulo II . Fig. II.1. Diagrama de equilibrio Estable de la aleación Hierro-Cromo Fig. II.2. Influencia del carbono ampliando el bucle Gamma en una sección del diagrama Fe-Cr-Ni.

Fig. II.3. Esquema del arco eléctrico y columna plasma Fig. II.4. Zonas de la unión soldada Fig. II.5. Regiones de la ZAC en la soldadura de una sola pasada Fig. II. 6 . Regiones de la ZAC en una soldadura multipasada, Fig. II.7. Microestructura de un acero inoxidable austenitico atacado por sensitización Fig.II.8. Microestructura de un acero inoxidable austenitico atacado por fisurasión en caliente.

Fig. II. 9. Microestructura de un acero inoxidable austenitico atacado por la nociva fase sigma

Fig. II.10. Diagrama de schaeffler. Fig. II.11. Ubicación de los aceros AISI 316 y AISI 304 en el diagrama de Schaeffler según cromo y níquel equivalentes

Fig. II.12. Esquema de procedimiento de soldadura TIG Dentro del Capitulo III . Fig.III.1. Microestructura del acero inoxidable AISI 310 en estado de suministro. Fig. III.2. Representación gráfica del esquema de investigación mostrando la relación de variables del experimento.

Fig. III.3. Esquema de soldadura a tope de los cupones de chapas de acero AISI 310 Fig.III.4. Fotografía de dos cupones soldados a tope para luego hacer el recorte transversal y maquinar las probetas para los ensayos de tracción.

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Fig. III.5. Croquis que muestra las dimensiones finales de las probetas de tracción según norma ASTM E 8M-95ª

Fig.III.6. Fotografía de la probeta N°1 después de soldada y maquinada según normas, lista para ser rectificada antes de ser sometidas al ensayo de tracción.

Fig.III.7. Fotografía de la probeta N°1 después de soldada y maquinada según normas, sometida al ensayo de tracción.

Fig. III.8. Microdurometro MARCA: BUEHLER, MODELO: 1600-4985, donde se llevaron a cabo los ensayos de microdureza en la zona soldadada.

Fig. III.9. Diagrama esquemático que muestra las posiciones donde se midió la microdureza.

Dentro del Capitulo IV . Fig. IV.1. Diagrama que muestra las posiciones de medición de la microdureza. Fig. IV.2. Gráfico de la variación de dureza de la muestra 1, en seis posiciones distintas de la junta soldada. [Parámetros de soldeo: 90A, 12 lt/min, dist. arco= 2mm]

Fig. IV.3. Gráfico de la variación de dureza de la muestra 2, en seis posiciones distintas de la junta soldada. [Parámetros de soldeo: 90A, 14 lt/min, dist. arco= 3mm]


Fig. IV.5. Gráfico de la variación de dureza de la muestra 4, en seis posiciones distintas de la junta soldada. [Parámetros de soldeo: 100A, 12 lt/min, dist. arco= 3 mm]






Fig. IV.11. Gráfico consolidado de la variación de dureza en seis posiciones distintas de juntas soldadas con diferentes parámetros de soldeo realizadas en nueve muestras. Cada muestra representa una junta soldada con tres parámetros distintos de soldeo. 8

Fig.IV.12. Gráfico que muestra la variación de las propiedades mecánicas de tracción para cada tipo de muestra soldada

Fig.IV.13. Gráfico que muestra la variación de la elongación para cada tipo de muestra soldada.

Fig. IV.14. Curva Tensión- deformación de la muestra soldada N°1. Fig. IV.15. Curva Tensión- deformación de la muestra soldada N°2. Fig. IV.16. Curva Tensión- deformación de la muestra soldada N°3. Fig. IV.17. Curva Tensión- deformación de la muestra soldada N°4. Fig. IV.18. Curva Tensión- deformación de la muestra soldada N°5. Fig. IV.19. Curva Tensión- deformación de la muestra soldada N°6. Fig. IV.20. Curva Tensión- deformación de la muestra soldada N°7. Fig. IV.21. Curva Tensión- deformación de la muestra soldada N°8. Fig. IV.22. Curva Tensión- deformación de la muestra soldada N°9. Fig. IV.23. Microestructura de la muestra N°1 Fig. IV.24. Microestructura de la muestra N°2 Fig. IV.25. Microestructura de la muestra N°3 Fig. IV.26. Microestructura de la muestra N°4 Fig. IV.25. Microestructura de la muestra N°5 Fig. IV.28. Microestructura de la muestra N°6 Fig. IV.29. Microestructura de la muestra N°7 Fig. IV.30. Microestructura de la muestra N°8 Fig. IV.31. Microestructura de la muestra N°7

LISTA DE TABLAS. TABLA II.1. Determinación del cromo y níquel equivalente de los aceros AISI 316 y AISI 304, a partir de sus composiciones químicas mostradas. TABLA III. 1. Composición química del acero inoxidable AISI 310. TABLA IIII.2. Propiedades mecánicas estimadas del acero AISI 310 bajo condiciones de suministro. TABLA III.3. Composición química típica del metal de aporte AWS E310-15 TABLA III.4. Propiedades mecánicas típicas del material de aporte AWS E310-15 TABLA III.5. Parámetros de soldadura a seguir en el experimento TABLA III.6. Matriz del diseño experimental 9

TABLA IV.1. Dureza en seis (6) posiciones distintas de la junta soldada que incluye el metal base, la zona afectada por el calor (ZAC) y la zona del metal soldado (cordón de soldadura) TABLA IV.2. Resultados de los ensayos de tracción para cada muestra

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RESUMEN Se investigó la influencia de los parámetros de soldadura TIG en las propiedades mecánicas de tracción, microdureza y microestructura de juntas soldadas de acero inoxidable austenítico AISI 310. El propósito fue, optimizar los parámetros que logren conseguir propiedades mecánicas deseadas para un rango de aplicaciones. Se fabricaron juntas soldadas a partir de chapas de 3/16” de espesor hasta obtener cupones de 80 mm x 40 mm x 3 mm. Los cupones fueron soldados a tope, obteniendose 18 juntas, de las cuales seleccionaron nueve (9) para los respectivos ensayos. Se usó como parámetros de soldadura: Intensidad de Corriente (90-100-110 A); velocidad de flujo de gas (12-14-16 lt/min) y distancia de separación del arco (2-3-4 mm). A partir de las juntas soldadas se confeccionaron las probetas de tracción según la norma: ASTM E 8M-95ª. Los ensayos se realizaron en la máquina IMSTRON UNIVERSAL 8801 de 10 Ton de capacidad. Los ensayos de microdureza se realizaron Se realizaron en el Microdurómetro MARCA: BUEHLER, MODELO: 1600-4985. Las mediciones se realizaron en 6 puntos de la junta que cubre el depósito de metal soldado, la ZAC y el metal base. Los ensayos de microscopía se realizaron a nivel óptico usando el microscopio Leica DMILM, 50X – 1000X. Las muestras fueron atacadas con Nital 2%. Se encontró que la variación de los parámetros de soldeo influyen significativamente en la dureza, propiedades mecánicas y microestructura de las juntas soldadas. Algunas muestras presentaron su mayor dureza en el cordón de soldadura, otras en la ZAC y las restantes en el metal base. La mayor dureza, se encontró usando los parámetros: [90A, 14 lt/min, arco= 3mm]. La mayor resistencia mecánica (560,8 MPa), se encontró usando: [90A, 16 lt/min, arco= 4mm]. El límite de fluencia máximo (343,5 MPa) se encontró usando: [100A, 16 lt/min, arco= 2mm]. En la microestructura no hay mucha variación en el metal base, observándose granos totalmente austeníticos. En la ZAC, tampoco se encontró mucha variación, observandose en algunas de ellas, granos con pequeñas cantidades de ferrita “δ”. En algunas muestras se observaron precipitados de carburos. Se concluye, que los parámetros de soldeo: corriente, flujo de gas y distancia del arco; son variables mutuamente dependientes. No se puede estimar de manera directa, cual es la más influyente respecto a las propiedades mecánicas.

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ABSTRACT It was investigated the influence of TIG welding parameters in the tensile mechanical properties, microhardness and microstructure of welded joints of austenitic stainless steel AISI 310. The purpose was to optimize parameters to achieve desired achieve a range of mechanical properties applications. Welded joints were manufactured from sheets of 3/16 "thick to obtain cupons of 80 mm x 40 mm x 3 mm. The coupons were butt welded, to obtaining 18 samples, of which selected nine (9) for the respective assays. It was used as welding parameters: current intensity (90-100-110 A); gas flow rate (12-14-16 l / min) and arc gap distance (2-3-4 mm). From the welded joints the tensile specimens were prepared in accordance with: ASTM E 8M-95th. The tests were conducted in 8801 IMSTRON machine UNIVERSAL 10 Ton capacity. Microhardness tests were performed in the Microdurometer: BUEHLER, MODEL: 1600-4985. The measurements were performed in 6 points of the board covering the deposited weld metal, HAZ and the base metal. Microscopy assays were performed using the Leica optical level DMILM, 50X microscope - 1000X. Samples were attacked with Nital 2%. It was found that variation of the welding parameters significantly influence the hardness, microstructure and mechanical properties of welded joints. Some samples showed the most strength in the weld, others in the HAZ and the remaining in the base metal. The harder, he found using the following parameters: [90A, 14 l / min, bow = 3 mm]. The higher mechanical strength (560.8 MPa), are found using: [90A, 16 l / min, arc = 4mm]. The limit of maximum yield (343.5 MPa) was found using: [100A, 16 l / min, arch = 2mm]. In the microstructure is not much variation in the base metal, showing fully austenitic grains. In the HAZ, neither much variation is found, being observed in some grains with small amounts of ferrite " δ". In some samples they were observed carbide precipitates. It is concluded, that the welding parameters: current, gas flow and arc distance are mutually dependent variables. We cannot directly estimate which is the most influential respect to mechanical properties.

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CAPITULO I INTRODUCCION I.1. REALIDAD PROBLEMÁTICA. Los procesos de manufactura han sido desarrollados en un amplísimo rango con la finalidad de producir los componentes de ingeniería más diversos; componentes que van desde geometrías simples hasta geometrías muy complejas, con diferentes dimensiones y propiedades físicas químicas y mecánicas. Toda esta amplia gama de procesos podemos resumirlos en cuatro procesos de manufactura básicos: Fundición, Conformado, Maquinado y Procesos de unión; y dentro de estos últimos, tenemos uno de ellos de muy amplia aplicación: Los procesos de unión por soldadura. La selección de los procesos de manufactura dependen de la complejidad de la geometría de los componentes, del número de unidades que se van a producir, de las propiedades de los materiales etc. Por otro lado, cuando se desarrollan estos procesos frecuentemente se requiere la unión de los componentes para obtener una forma deseada . En estos casos se usan comúnmente los siguientes tipos de unión: Uniones de tipo mecánico (tuercas, pernos y/o remaches), uniones adhesivas (resinas epoxicas) y la unión por soldadura. De los tres, la soldadura es tal vez el más relevante, y se caracteriza por ser un proceso de unión metálica entre los mismos componentes u otros componentes con o sin aplicación de calor, con o sin presión, con o sin metal de relleno, en el que la coalescencia de los materiales permiten la unión de los componentes [1]. Como proceso de unión, de protección y de recuperación de materiales, la soldadura se destaca por su versatilidad, tanto en el aspecto tecnológico como en el económico. Durante las últimas décadas esta tecnología ha recibido importantes esfuerzos en recursos humanos y económicos, destinados a promover su investigación y desarrollo considerando las múltiples aplicaciones a que son destinadas [2]. Como resultado directo de dichos aportes, se han generado innovaciones tanto en el campo de los procesos y equipos como en el de los materiales consumibles, que han transformado a la soldadura en una actividad, que en sus orígenes fue técnico-artesanal, en una moderna disciplina científico-tecnológica de alta complejidad. La activa incorporación de la soldadura como tecnología de fabricación en el campo de unión de metales, ha dado una eficaz respuesta a la gran diversidad de requerimientos que

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impone el servicio, muchos de ellos de alto compromiso, que hace necesario un riguroso conocimiento de los alcances y limitaciones de esta tecnología [2] Los aceros inoxidables son aleaciones a base de hierro-carbono que contienen 8-25% níquel y más del 12 % de cromo, pero menos del 30%; porcentajes dentro de los cuales se produce una película muy fina de óxido estable (película pasivante externa) que lo protege contra la oxidación y corrosión. Debido a este fenómeno estos aceros pueden resistir tanto la corrosión como la oxidación a muy altas temperaturas. Los aceros inoxidables se pueden dividir en cinco tipos diferentes: ferriticos, austeníticos, martensíticos, dúplex y los endurecidos por precipitación. [3-4]. Cada tipo de acero inoxidable tiene sus aplicaciones típicas. Así tenemos por ejemplo: Los aceros inoxidables ferriticos son ampliamente utilizados debido a que su resistencia a la corrosión es bastante elevada a temperatura ambiente y son más baratos que los otros tipos, además se le pueden dar forma con facilidad y resistir la corrosión atmosférica por lo que se le usa en la fabricación de utensilios, calderos, industria automotriz, petroquímica, entre otros usos. [5- 6]. Los aceros inoxidables austeníticos se prefieren más que los otros aceros inoxidables en cuanto a su facilidad en los procesos de soldadura. Pero si bien estos aceros tienen buena soldabilidad, se ha observado que en la soldadura

se producen algunos cambios

metalúrgicos negativos que se tienen que tomar en cuenta. Estos cambios se dan como; aparición de ferrita delta, fase ferrita, fase sigma, fisuras de corrosión bajo tensión, precipitación de carburos de cromo en los bordes de grano [7]. En términos generales, los aceros inoxidables se pueden soldar con todos los métodos de soldadura por fusión o soldadura de estado sólido. Dentro de estos métodos los más usados son: soldadura por arco eléctrico, soldadura por arco sumergido, MIG, TIG, soldadura por plasma, soldadura por haz de electrones, soldadura por Laser etc. En todos los casos siempre se presentará en la zona de fusión de la junta soldada una reducción de la resistencia mecánica. [8-9]. Los aceros inoxidables austeniticos tienen en general excelente soldabilidad. La estructura final del metal soldado normalmente contiene poco porcentaje de ferrita delta, que es un signo de buena soldabilidad. Así también la baja conductividad térmica y eléctrica de los aceros inoxidables austeníticos es generalmente útil en la soldadura. Se necesita menos calor para soldar para hacer la soldadura debido a que el calor no es conducido lejos de la junta tan rápidamente como en el caso de los aceros al carbono.

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Dos problemas están están asociados con con la soldadura en los aceros aceros inoxidables austeniticos austeniticos y que de una u otra manera u otra van a alterar sus propiedades mecánicas y en especial su resistencia a la tracción y dureza de la junta soldada: 1) la sensitización de la soldadura y 2) las fisuras en caliente (hot cracking) del metal soldado. La sensitización conduce a la corrosión intergranular en la zona afectada por el calor (ZAC). La sensitización es causada causada por la formación y precipitación del carburo de cromo en los bordes de grano en la zona afectada por el calor en el intervalo de temperaturas (427-871°C). Puesto que la mayoría de carbono se encuentra cerca de los bordes de grano, la formación de carburo de cromo remueve algo de cromo desde la solución cerca de las fronteras del grano, reduciendo de este modo la resistencia a la corrosión en esas zonas. Este problema se puede remediar usando material base y de aporte de bajo contenido de carbono para reducir la cantidad de carbono disponible para ser combinado con el cromo. En nuestro caso el material base ya está predeterminado, esta recomendación recomendación la podemos tomar en cuenta para el material de aporte. En los aceros inoxidables austeniticos las soldaduras deben ser hechas sin precalentamiento precalentamiento y con un mínimo de calor de ingreso para acortar el tiempo en la sensitización, dentro del rango de temperaturas. Debemos tener en cuenta que el grado de precipitación de carburos se incrementa con: 1) Un alto contenido de carbono y 2) El tiempo a la mitad del rango crítico de temperaturas. t emperaturas. Por ejemplo, unos u nos pocos segundos a 649 °C pueden provocar más sentisización que varios minutos 454 °C. Por otro lado, La fisuración en caliente (Hot cracking) generalmente es causada por las impurezas de azufre y fósforo, elementos de bajo punto de fusión contenidos en el acero y que tienden a penetrar en los límites de grano. Cuando estos materiales están presentes en la soldadura o en la zona afectada por el calor, ellos llegan a penetrar en los límites de grano y aparecerán las fisuras conforme la soldadura se enfría, lo que dará lugar a que se desarrollen esfuerzos de compresión. [10] La alta susceptibilidad a la l a fisuración en caliente de las uniones soldadas que se presentan en los aceros inoxidables austeníticos puede ser minimizado mediante el control de las variables del proceso de soldadura o de la composición [11-12] ; Sin embargo, esto no siempre es práctico. Por lo tanto, la fisuración en caliente sigue siendo un problema que requiere más investigación para comprender sus mecanismo mecanismoss y diseñar soluciones viables. Como podemos observar, observar, los defectos arriba arriba mencionados son inevitables, y son la causa causa de la aparición de esfuerzos de compresión, tensiones residuales, cambios

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microestructuraless etc. E stas tensiones internas pueden subir a valores cercanos al punto microestructurale de fluencia o límite elástico del material y cuando se combinan con las tensiones normales de carga pueden llegar a exceder las tensiones calculadas por diseño, lo que incrementa la posibilidad de que ocurran rajaduras o fisuras. Por lo tanto, t anto, las propiedades mecánicas de la junta soldada sufren alteración en razón de estos defectos. Si tenemos en cuenta lo expresado en la referencia [11, 12] que dice: La fisuración en caliente que presentan los aceros inoxidables inoxidables austeníticos puede ser minimizada controlando las variables variables del proceso de soldadura; es también posible

que la sensitisación sensitisación y otros defectos se puedan

controlar en la misma forma; lo que implica que las propiedade propiedadess mecánicas resultantes de la junta soldada también pueden ser minimizadas controlando estas variables de proceso, siendo esto el motivo del presente trabajo de investigación. Para desarrollar el tema hemos seleccionado el proceso de soldadura TIG (Tungsten Inert Gas), por ser el más recomendado por los fabricantes para este tipo de aceros inoxidables; inoxidables; las ventajas que se se pueden sumarizar de la siguiente siguiente manera: [13] 

Concentrada fuente de calor, lo que conduce a una delgada zona de fusión.



Un arco arco muy estable que que proporciona proporciona un depósito de soldadura calmado, de pequeño pequeño tamaño y una excelente calidad metalúrgica, con un preciso control de la penetración y forma soldada en todas las posiciones.

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Soldadura libre de poros

Muy bajo desgaste de los electrodos Con ciertos aspectos teóricos o históricos, ya no sería necesario hacer una



exposición detallada, puesto que son ya conocidos o aceptados por la comunidad científica, pues convendría aligerar. O en todo caso mencionar en el marco teórico. I.2. ANTECEDENTES. Dinesh Kumar.R, et all (2014) realizaron un estudio sobre la optimización de parámetros de soldadura TIG con arco pulsado en juntas soldadas de acero inoxidable inoxidable austenitico AISI 304L. Este estudio se llevó a cabo con el propósito de reducir la zona afectada por el calor. El documento describe la optimización de parámetros de procesos como corriente, voltaje, distancia de separación, pulso en el tiempo, velocidad de soldadura y flujo de gas para mejorar la calidad de la soldadura. Se encontró que la l a corriente de ingreso y la velocidad de la soldadura son los parámetros más significativos. Finalmente la resistencia de las juntas soldadas se validó por ensayos de tensión y doblado [14] A. Klimpel, and A. Lisiecki (2007) estudiaron los efectos de de la aplicación aplicación del proceso de soldadura autógena por láser automatizado en juntas a tope de acero inoxidable 16

austenítico austenít ico AISI 321 utili utilizando zando chapas de 0,5 [mm] y 1,0 [mm] de espesor. Se encontró que existe un amplio rango de parámetros de soldadura autógena laser que aseguran una

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alta calidad de las juntas, con muy buena resistencia mecánica no menores que la resistencia del material base. La estructura, tamaño de grano del metal soldado, y la zona afectada por el calor (HAZ) son muy angostas. También se observó que la zona de fusión es muy irregular. [15] Sahil Bharwal1 and Charit Vyas, hicieron un estudio comparativo de la soldabilidad de dos aceros inoxidables: AISI 202 y AISI 304 utilizando proceso GTAW (TIG). Encontraron que el proceso GTAW beneficia a las uniones soldadas con un máximo de resistencia y una mejor tasa de deposición. Así mismo encontraron que l a resistencia a la tracción obtenida en el acero AISI 202 es casi suficiente para hacer frente a la capacidad de servicio de AISI 304 en algunos casos preestablecidos y por lo tanto en esos casos el acero AISI 202 puede ser usado en lugar del AISI 304 [16].

están bien los antecedentes, solo existe error en escribir el orden en que sucedieron los años. I.3 FORMULACION DEL PROBLEMA DE INVESTIGACION ¿Cómo influyen los parámetros de soldadura TIG en las propiedades mecánicas de tracción, microdureza y microestructura de juntas soldadas en chapas de acero inoxidable austenítico AISI 310?

I.4. HIPOTESIS Solo para determinadas combinaciones de parámetros de soldeo las juntas soldadas se verán libres de defectos, y las propiedades mecánicas de tracción disminuirán ligeramente respecto al material base, donde dentro del rango de variación de estos parámetros se definirán valores óptimos para cada propiedad especifica.

I.5. OBJETIVOS I.5.1. OBJETIVO GENERAL Estudiar el comportamiento de las juntas soldadas del acero AISI 310 respecto a la resistencia mecánica, microdureza y microestructura cuando el proceso se realiza con soldadura TIG al variar los parámetros de soldeo como, intensidad de corriente, flujo de gas y distancia del electrodo a la pieza.

El objetivo general, no concuerda con los verbos del título general, recomendaría: Determinar el efecto de los parámetros de soldadura TIG en las propiedades mecánicas de tracción, microdureza y microestructura de juntas soldadas en chapas de acero inoxidable austenítico AISI 310. 18

I.5.2. OBJETIVOS ESPECIFICOS 

Buscar una relación cuantitativa, sea analítica o de tipo gráfico, entre los parámetros de soldeo y las propiedades mecánicas de la junta soldada tales como, resistencia máxima, límite de fluencia y elongación.

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Hacer un perfil de microdureza en los alrededores de la zona soldada que incluya, zona de metal depositado, zona afectada por el calor (ZAC) y metal base con la finalidad de observar la variación que sufre esta propiedad por efecto del tipo de soldadura utilizado, y sus parámetros de soldeo.

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Observar los cambios de fase que se producen en la zona soldada, determinar su amplitud de cada una de ellas, y tratar de relacionar las propiedades de cada una con las obtenidas de manera conjunta en la junta soldada.

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Comparar los resultados obtenidos con las recomendaciones dadas por los fabricantes o con otros trabajos de investigación relacionados con el mismo tema.



Encontrar la mejor combinación de parámetros de soldeo que proporcione una adecuada resistencia mecánica sin que esto afecte significativamente sus propiedades corrosivas.

I.6. JUSTIFICACION 

Los parámetros de soldeo y los procesos de soldadura utilizados en los aceros inoxidables, por lo general son definidos por las recomendaciones de los fabricantes o la experiencia del soldador. Pero se debe tener en cuenta que las recomendaciones que hace todo fabricante, solo tienen un carácter orientativo y lo mismo sucede con la experiencia de un operario por calificado que este sea. Solo podemos confiar en datos probados y corroborados dentro de un marco de investigación científica y/o tecnológica. (aporte teórico aporte a un

conocimiento) 

Desde el punto de vista tecnológico es recomendable definir los métodos de soldadura y parámetros de soldeo más adecuados para soldar un determinado tipo de material. Con esto se lograría estandarizar una metodología de soldadura según las aplicaciones que pretendemos dar a los componentes soldados. (aporte

tecnológico) 

Si logramos determinar, tanto los procesos como los parámetros óptimos de soldadura para una aplicación determinada; de manera indirecta estaríamos definiendo y estandarizando las operaciones dentro de los procesos de producción, lo que repercutiría en ahorro de tiempos y economía. (aporte económico)

20

CAPITULO II FUNDAMENTOS TEORICOS II.1. ACEROS INOXIDABLES. Los aceros inoxidables son aleaciones a base de hierro, cromo, carbono y otros elementos, principalmente, níquel, molibdeno, manganeso y titanio, entre otros, contando con una resistencia particular a la corrosión. Naturalmente, la presencia de cada elemento en determinados porcentajes produce variaciones distintas de las características intrínsecas. Según norma europea EN 10088 se define a los aceros inoxidables como aquellas aleaciones férreas que contienen cromo en una proporción mínima del 10.5%. [17] Esta característica de buena resistencia a la corrosión se debe a la propiedad de estas aleaciones de pasivarse en un ambiente oxidante. La formación de una película superficial de óxido de cromo sirve para la protección del acero inoxidable. Dicha película pasiva se vuelve a reconstruir cuando se la daña, si el ambiente es suficientemente oxidante manteniendo una protección permanente del acero. La importancia de este tipo de aceros, además de sus características mecánicas y su amplio uso en diferentes ramas de la industria (químicas, petrolífera, nuclear, etc.), se debe a su alta producción a nivel mundial aparejado al desarrollo industrial de nuestros tiempos.

II.1.1. DIAGRAMA DE FASES DE LOS ACEROS INOXIDABLES Los diagramas de fases son importantes para predecir las fases que están presentes en los aceros inoxidables; por lo tanto, ellos también son muy importantes como una guía para el estudio de sus propiedades mecánicas cuando son sometidos a procesos diversos como es la soldadura en nuestro caso. Sin embargo estos diagramas no tienen limitaciones debido a la complejidad de los cálculos termodinámicos y la cinética de transformación. Considerando estas limitaciones en los diagramas publicados el número de componentes relevantes no son más de cuatro. Así tenemos, diagramas binarios como: Fe- Cr; Fe-Ni; Fe-Mo ; diagramas ternarios como: Fe-Cr-Ni y Fe-Cr-Mo, entre otros. Para comprender la microestructura de estos aceros tomaremos como base el más simple de los diagramas, el diagrama de equilibrio estable Fe-Cr mostrado en la Figura II.1, y en la Figura II.2 mostramos una sección del diagrama ternario Fe-Cr-Ni, donde se observa la influencia del Níquel en la expansión del bucle gamma austenitico a la derecha, por el simple agregado de carbono. Estos diagramas se discutirán brevemente y cuando sea necesario se hará una referencia sencilla a los otros diagramas complejos. 21

Así por ejemplo, de esta manera podemos conseguir aleaciones hasta con 17% de Cr, que a su vez puedan Austenizarse y templarse aun con bajas velocidades de enfriamiento para obtener Martensita. Este grupo de Aceros Inoxidables se denominan Martensiticos

Fig. II.1. Diagrama de equilibrio Estable de la aleación Hierro-Cromo. [Fuente: J.R. Davis: Handbook: Stainless Steels, ASM International, Materials Park, OH, 1994] Los tres aspectos principales del diagrama hierro-cromo mostrados en la figura 1 que son relevantes para los aceros inoxidables son: El carácter del cromo como estabilizador de la ferrita y la presencia de las fases sigma ( σ) y la fase alfa ( α) La Figura 2 representa una sección a temperatura ambiente del diagrama ternario de una aleación Fe-Cr-Ni en la que se pueden determinar cómo influye el contenido de carbono en la ampliación de la zona austenitica promovido por el agregado de níquel al sistema Fe-Cr. Se debe tener en cuenta que el níquel es un promotor y estabilizador de la austenita en la misma forma que el Cr lo hace con la ferrita.

22

Fig. II.2. Influencia del carbono ampliando el bucle Gamma en una sección del diagrama Fe-Cr-Ni. Fuente: Ref: [18] No obstante, en función de los elementos aleantes y de los tratamientos térmicos realizados existe la posibilidad de que aparezcan otras fases que aporten sus particulares características a la aleación, pudiendo afectar, entre otros aspectos, a la resistencia a la corrosión. Entre las fases que suelen aparecer con mayor frecuencia se encuentran carburos, nitruros, carbonitruros, fase sigma

σ

y fase chi ( x). Así, la precipitación en límite

de grano de carburos ricos en cromo del tipo M 23C6 genera fundamentalmente procesos de corrosión intergranular. Por su parte, la presencia de nitruros y carbonitruros puede afectar al comportamiento del material, al inhibir el crecimiento de grano y provocar endurecimiento por precipitación. La formación de fase sigma (fase intermedia frágil y dura, de estructura tetragonal) en los límites de grano del acero confiere fragilidad y produce sensibilización a la corrosión intergranular en algunos medios Asimismo, la precipitación de fase chi (fase intermedia cúbica centrada en el cuerpo) en aleaciones con alto contenido en Mo, que operan a altas temperaturas y en aleaciones susceptibles a la precipitación de la fase sigma puede ejercer un efecto perjudicial en el material, al nuclear heterogéneamente de forma intragranular [19,20].

23

II.1.2. TIPOS Y CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS INOXIDABLES ACEROS INOXIDABLES AUSTENITICOS: Fe-Cr-Ni (Mo) Estos aceros son los más populares de todos tipos de aceros inoxidables debido a su excelente formabilidad, resistencia a la corrosión, y soldabilidad. Todos son no magnéticos en la condición de recocido. Su rango de composición es: C ≤ 0.10% ; 16% ≤ Cr ≤ 28% , 3.5% ≤ Ni ≤ 32% ; (Mo ≤7%)

ACEROS INOXIDABLES FERRITICOS: Fe-Cr-(Mo) Los aceros inoxidables ferriticos tienen un bajo contenido de carbono, con cromo y molibdeno como los principales elementos de aleación. Ellos no son endurecibles por tratamientos térmicos y siempre son magnéticos. Su rango de composición es: C ≤ 0.08% ; 10.5% ≤ Cr ≤ 30% ; (Mo ≤ 4.5%)

ACEROS INOXIDABLES DUPLEX: Fe-Cr-Ni (Mo)-N La microestructura de los aceros inoxidables dúplex consiste de una mezcla de austenita y ferrita. Con las dos fases presentes estos aceros exhiben características de alta resistencia y ductilidad. El nitrógeno se añade para proporcionar resistencia y también ayuda a la soldabilidad. Son magnéticos y no endurecibles por tratamientos térmicos. Su rango de composición es: C ≤ 0.03% ; 21% ≤ Cr ≤ 26% ; 3.5% ≤ Ni ≤ 8% ; (Mo ≤ 4.5%); N ≤ 0.35%

ACEROS INOXIDABLES MARTENSITICOS: Fe-Cr-(Mo-Ni-V) Estos aceros pueden ser tratados térmicamente para un amplio rango de niveles de dureza. La estructura martensítica obtenida es magnética. Su rango de composición es: C ≤ 1.2% ; 11.5% ≤ Cr ≤ 17% ; (Mo ≤ 1.8% ; Ni ≤ 6% ; V ≤ 0.2% )

II.1.3. LOS ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS En la familia de los aceros inoxidables austeníticos, se distinguen dos grupos como ya se ha mencionado: el de los austeníticos al cromo-níquel, por una parte y al cromomanganeso-níquel por otra. El primer grupo es el más importante dado que a él pertenecen la mayor parte de los aceros inoxidables comúnmente empleados, y está compuesto por aleaciones hierro-carbono-cromo-níquel con aporte ocasional de otros elementos, como el molibdeno, el titanio, el niobio, etc. El segundo grupo es cuantitativamente más modesto y está formado por aleaciones de hierro-carbono-manganeso-níquel con contenido de níquel inferior al 6% [21] Los aceros inoxidables del grupo austenítico, no todos tienen las mismas composiciones y propiedades pero muchas características comunes. Ellos pueden ser endurecidos por 24

trabajo en frío, pero no por tratamiento térmico. En condición de recocido todos son nomagnéticos, aunque algunos podrían llegar a ser ligeramente magnéticos por trabajo en frío. A temperatura ambiente los aceros de las series 300 y 200 retienen austenita en su estructura. Esta tiene una estructura cristalina tipo FCC, cúbica centrada en las caras, la cual es estable en el rango de temperaturas entre 912°C- 1394°C. Mientras que la resistencia a la corrosión es su principal atributo, estos aceros también son seleccionados por sus excelentes propiedades mecánicas a elevada y baja temperatura. También son considerados los aceros más fácilmente soldables de todos los aceros inoxidables, y, pueden ser soldados por todos los procesos de soldadura por fusión y resistencia.

II.1.3.1. FASES INTERMEDIAS EN LOS ACEROS AUSTENÍTICOS. Los aceros austeníticos se comprenden metalúrgicamente examinando el sistema Fe-Cr Ni, como hemos visto este diagrama delínea las dos fases principales, austenita y ferrita. Sin embargo, elementos de aleación como el molibdeno, nitrógeno, carbono y en el caso de aceros estabilizados, el titanio y niobio, introducen fases secundarias, las cuales en algunos casos son perjudiciales para las propiedades mecánicas. Es necesario comprender el mecanismo de ocurrencia de dichas fases para prever las condiciones óptimas de uso de dichos aceros. Las fases intermedias de una aleación son aquellas que tienen composiciones químicas intermedias entre dos o más metales y generalmente tienen estructuras cristalinas diferentes a la de éstos. Entre los principales precipitados que pueden presentarse durante el enfriamiento o calentamiento, para una temperatura y tiempo determinado, ya sea en condiciones de servicio a alta temperatura o en la fabricación por soldadura, se encuentran carburos, nitruros y fases intermetálicas [22]. En adelante se dará una breve revisión de los principales precipitados que se presentan en los aceros inoxidables

austeníticos, en particular de los aceros resistentes a altas

temperaturas.

A) precipitados del tipo MX: Muchos estudios, se han centrado en la precipitación de las fases MX, también sobre su apropiado contenido, para obtener las mejores propiedades mecánicas, después de la precipitación. La solubilidad de estos precipitados, es esencial para determinar el comportamiento del acero con respecto a su precipitación [22].

25

Los principales precipitados son: TiC, TiNb, NbC, NbN, que tienen estructura del tipo F.C.C. Estos precipitados usualmente forman dislocaciones en la matriz, precipitando en los límites de grano o sublímites de grano y tienen una forma cuboidal después de largos períodos de permanencia a altas temperaturas.

B) El carburo M23C6: Este carburo puede precipitar durante el enfriamiento o calentamiento en el rango de temperaturas entre: 500-850°C. Generalmente se realiza un tratamiento de recocido para disolver los carburos a altas temperaturas (mayor 1050°C), debido a que este carburo es soluble en austenita a altas temperaturas. Su composición es variable y están compuestos principalmente entre el 90%-30% de cromo y 1 a 2% de carbono. Entre otros elementos que substituyen parcialmente al cromo se encuentran el hierro, níquel, molibdeno [23]

C) El carburo M6C: Se le conoce como el carburo

η.

Además de presentarse como una fase menor,

generalmente precipita después de largos periodos de permanencia a elevadas temperaturas. Su aparición está relacionada a constituyentes como molibdeno y niobio. Su estructura es del tipo FCC y su composición puede ser rica en molibdeno ((FeCr) 21 Mo3 C6) o en niobio (Fe3 Nb3C). Para composiciones ricas en molibdeno, como el acero AISI 316, su composición es cercana a (FeCr) 21 Mo3C6. Su formación va de acuerdo a la siguiente secuencia de transformación:

D) Fase sigma σ La fase sigma tiene una celda unitaria tetragonal Fe-Cr con 30 átomos por celda unitaria, su composición varía extensamente y es difícil dar una fórmula. Por ejemplo: para un acero 20Cr-25Ni- (4,5-6)Mo, se detalla la siguiente composición: ( 35-43)Fe - (0-1) Si (1-9)Mn - (27-32)Cr - (10-16)Mo - (8-15)Ni. En cambio, en un acero AISI 316 la composición es la siguiente: 44Fe-29,2Cr-8,3Mo [23]. Si observamos el diagrama Fe-Cr-Ni, se aprecia que para composiciones mayores del 20% de cromo esta fase se presenta en gran proporción. El límite máximo de estabilidad de la fase es aproximadamente 1050°C, cualquier precipitación ocurre por debajo de esta temperatura. Su formación se favorece en el rango de temperaturas entre los 550 a 1050ºC. La fase sigma es más propensa a ocurrir en aceros ferríticos, aceros dúplex y en la mayoría de los grados austeníticos. 26

la fase ӽ (chi): Esta es una fase menor y se encuentra principalmente en un acero 316 arriba de los 750 °C para muy largos tiempos de permanencia. Además, tiene una cinética de precipitación similar que la fase sigma. En cuanto a su estructura cristalina, tiene una forma tipo BCC (cúbica centrada en el cuerpo). La celda unitaria contiene 58 átomos por celda. Una típica composición es Fe36Cr 12Mo10, la cual tiene como principales elementos al hierro, cromo y molibdeno, aunque también puede presentarse níquel y titanio. Generalmente esta fase precipita en los límites de grano, pero también en sitios intragranulares sobre las dislocaciones [24]. La fase ӽ también reduce la tenacidad y la resistencia a la corrosión, pero estos efectos son difíciles de cuantificar, dado que su ocurrencia es menor en comparación con la fase sigma [24]

II.1.3.2. PROPIEDADES MECÁNICAS DE LOS ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS. El conformado en frío es una vía para mejorar las propiedades mecánicas de los aceros inoxidables, específicamente el límite elástico, por considerarse relativamente bajo con respecto a otros materiales. La reducción en sección, o el trabajo en frío, aumenta el límite elástico y la tensión a la rotura, mientras disminuye la capacidad del acero al alargamiento. Una comparación de la evolución de estos tres últimos parámetros, en función de la reducción en sección para tres aceros inoxidables comerciales, AISI 301, 304 y finalmente un 316, muestra un aumento del límite elástico y la tensión de rotura de una forma casi similar en los aceros 304 y 316. Para el acero 301 se observa un gran aumento del valor del límite elástico acercándose al valor de la tensión de rotura; sin embargo, una fuerte reducción de espesor disminuye la capacidad de los aceros al alargamiento o elongación. Las propiedades mecánicas de los aceros inoxidables dependen, evidentemente, de la temperatura. Al respecto se puede distinguir entre tres rangos de temperatura: bajas temperaturas, temperatura ambiente y altas temperaturas. En el rango de altas temperaturas, disminuye el límite elástico. Sin embargo, la presencia de algunos elementos de aleación puede modificar fuertemente el comportamiento mecánico del acero inoxidable. Este es el caso del nitrógeno que conduce a un importante aumento del límite elástico.

27

II.2. LA SOLDADURA- GENERALIDADES. En un sentido amplio y generalizado, la soldadura puede definirse como la realización de una unión entre dos piezas de metal haciendo uso de las fuerzas de cohesión que derivan de un enlace metálico. Un análisis del concepto precedente señala que, a diferencia de los procesos mecánicos utilizados para unir metales, en soldadura se utilizan las fuerzas interatómicas para lograr la concreción de un empalme resistente. Todo proceso de soldadura debe esencialmente lograr el acercamiento de las superficies a unir a distancias de orden interatómico con el propósito de crear las condiciones propicias para que se desarrollen las fuerzas de cohesión inherentes a los enlaces metálicos. Para que dicha unión interatómica se efectivice, los átomos en cuestión deben encontrarse lo suficientemente próximos para que se manifiesten las fuerzas de atracción y repulsión que permiten la obtención de un cristal metálico. Normalmente, el acercamiento de los átomos periféricos se logra mediante el aporte de energía. Si dicha energía es calor, se pueden llegar a fundir los bordes de los metales, los cuales se mezclarán en estado líquido para que durante la solidificación se forme una nueva red cristalina. Si en vez de calor se aplica presión se produce, en primer término, la ruptura de la capa de óxido y luego se nivelan las crestas y valles por deformación plástica, permitiendo el contacto íntimo de de las dos superficies y la unión metalúrgica. [25]

II.2.1. ENERGÍA TÉRMICA DE LA SOLDADURA Al describir el fundamento de los procesos por fusión señalamos que el acercamiento de las superficies a soldar, a distancia de orden interatómico, se logra mediante el aporte de calor altamente localizado hasta alcanzar la fusión de los bordes a unir y del metal de aporte, si lo hubiera. Al decir bordes a unir, nos referimos a la fusión de un espesor mínimo, cuyo valor ideal sería el que corresponda a la distancia entre átomos. En la práctica sabemos que esa distancia ideal se supera holgadamente y consecuentemente se produce la fusión de espesores considerables. En lo que se refiere a soldadura por arco manual, debido a la limitada penetración de este proceso, cuando se deben soldar piezas de espesores que superan unos pocos milímetros se hace necesario abrir un bisel, en los bordes de las mismas que permita el acceso del arco hasta asegurar una adecuada penetración a través del espesor remanente. Esto implica una posterior tarea de relleno de los chaflanes o biseles abiertos, lo que a su vez significa hacer entrar en fusión considerables volúmenes provenientes del metal base y del metal de aporte. 28

Haciendo particular referencia a la soldadura por arco, hemos visto que en este proceso se emplea un arco voltaico para aplicar calor en una zona altamente localizada y producir la fusión de una pequeña zona de las piezas coincidentes con el arco y el extremo del electrodo. La energía, aporte térmico o calor aportado [26-27] por una soldadura de arco eléctrico queda determinada por la expresión:

Siendo: H, cantidad de energía liberada por centímetro de soldadura, (calor aportado) expresada en Joule/cm (J/cm ó KJ/cm) V, tensión de arco expresada en volts (V) I, corriente del arco expresada en amperes (A) v, velocidad de avance de la soldadura, expresada en cm/min

De esta energía liberada sólo una parte se utiliza para efectuar la soldadura, consumiéndose el resto en pérdidas por conducción, convección, radiación de la columna del arco y por salpicaduras. El rendimiento del arco, definido como el cociente entre la energía empleada en la soldadura y la energía liberada, varía para los diferentes procesos entre 20 y 85%.

II.2.2. EL ARCO ELÉCTRICO UTILIZADO EN SOLDADURA. Haciendo particular referencia a la soldadura por arco hemos visto que en estos procesos se hace uso del arco voltaico (de características especiales) para aplicar calor en forma altamente localizada, de forma de conseguir la fusión simultánea de pequeñas zonas enfrentadas de las piezas y del metal de aporte si lo hubiera. La zona de fusión en la pieza avanza en coincidencia con el avance del arco a la velocidad de soldadura, al mismo tiempo se produce el enfriamiento y solidificación de la zona inmediatamente por detrás. El arco voltaico de soldadura puede ser definido como una “descarga sostenida de energía eléctrica a través de un plasma y a baja diferencia de potencial ”. Un gas en estado ionizado se denomina plasma y se considera como un estado de la materia [26-28]. 27

La cantidad de energía necesaria para ionizar los átomos dependerá del gas de que se trate y por lo tanto el calor puesto en juego variará al variar dicho gas. Las disociaciones moleculares comienzan a temperaturas del orden de los 1000 ºC y la ionización de orden atómico alrededor de los 3500 ºC. Es decir, si la temperatura es suficiente, un gas puede encontrarse con parte de sus moléculas disociadas en átomos y parte de sus moléculas disociadas en iones (con carga positiva y los electrones con carga negativa). El plasma es un estado capaz de conducir corriente (los gases en estado molecular no son conductores), permitiendo así cerrar un circuito eléctrico entre dos conductores metálicos (electrodos), generando un arco eléctrico. Es decir que las partículas ionizadas se trasladarán, atraídas por el polo de signo opuesto, al establecer una diferencia de potencial o tensión entre los mencionados electrodos. La figura II.3 muestra un esquema del arco eléctrico. Las cargas de signo contrario se mueven en sentido opuesto: los electrones hacia el ánodo (polo positivo) y los iones positivos hacia el cátodo (polo negativo). El espacio comprendido entre los dos electrodos, o en soldadura eléctrica, entre el electrodo y la pieza a soldar, puede ser dividido en tres zonas de generación de calor: el ánodo, el cátodo y el plasma. El arco de soldadura se caracteriza por una alta intensidad de corriente y baja tensión (50300 A y 20-25 V para soldadura manual) que requiere una elevada concentración de electrones para el transporte de la corriente eléctrica. La cantidad de energía disipada por el arco eléctrico es relativamente baja si se compara con otras fuentes de calor utilizadas en soldadura. La ventaja del arco eléctrico es la gran concentración de calor y el alto rendimiento de energía disipada, que se consume en la fusión del electrodo y los bordes de la pieza a soldar. El calor generado en el ánodo y el cátodo es producido por la colisión electrónica e iónica respectivamente. La columna central del plasma es la parte más caliente, donde los átomos, iones y electrones se encuentran en un movimiento acelerado y en constante colisión. La zona que rodea a la columna central del plasma es la parte más fría y consiste en moléculas recombinadas de gas

28

Fig. II.3. Esquema del arco eléctrico y columna plasma [29]

II.2.3. REGIONES DE LA UNIÓN SOLDADA: METAL DE SOLDADURA Y ZONA AFECTADA POR EL CALOR La unión soldada se divide en dos regiones: el metal de soldadura (MS) y la zona afectada por el calor (ZAC) en el material base (MB), tal como se esquematiza en la figura II.4.

Fig. II.4. Zonas de la unión soldada [29] El metal de soldadura es la región que corresponde a la pileta líquida de la soldadura o la que alcanza la fusión completa. Desde el punto de vista metalúrgico en esta región ocurre un proceso de solidificación de relativa complejidad con la presencia de una 29

microestructura primaria de granos columnares cuya morfología dependerá del modo de solidificación. A partir de la estructura primaria y como consecuencia de las subsiguientes transformaciones de estado sólido aparece una microestructura secundaria que confiere buena parte de las propiedades mecánicas del metal de soldadura y consecuentemente de la unión soldada. El metal de soldadura por su parte es resultado de un proceso de dilución entre el material o metal de aporte y el metal base. En el acero al carbono o carbonomanganeso, particularmente de composición hipoeutectoide, el metal de soldadura presenta una microestructura secundaria de ferrita o ferrita y perlita. Dependiendo del tipo de morfología de la ferrita resultante serán sus propiedades mecánicas, particularmente la relación entre resistencia y tenacidad. En general un alto contenido de ferrita del tipo acicular resulta en un metal de soldadura con un buen nivel de tenacidad. Es necesario señalar que en pasadas múltiples se produce un efecto de refinamiento de la microestructura de la pasada o el cordón como consecuencia de un calentamiento por encima de la temperatura de transformación, por la acción de la pasada siguiente. Este efecto de tratamiento térmico produce una recristalización con refinamiento de grano, mejorando notablemente la tenacidad del metal de soldadura. El metal de soldadura tiene una composición resultante que es consecuencia del aporte de metal base fundido en los bordes de la junta y el metal de aporte propiamente dicho. En consecuencia el MS es producto de la dilución entre ambos materiales; esta última se define en % como una relación, en la sección de la junta, entre el área de metal diferente al de aporte y el área total de la sección de la junta. Por su parte la ZAC es una región del metal base adyacente a la línea de fusión cuyo tamaño dependerá del aporte térmico de la soldadura. En la ZAC se producen transformaciones metalúrgicas de estado sólido, similares a las que ocurren en los tratamientos térmicos. La ZAC se puede subdividir en zonas diferenciadas desde el punto de vista microestructural en función del tipo de transformación que se produce en el acero. La zona adyacente a la línea de fusión está caracterizada por una microestructura de granos gruesos donde se alcanza una temperatura por encima del punto crítico superior del acero (Ac3) produciendo austenitización con crecimiento de grano. El efecto del grano grueso deteriora la tenacidad haciendo que la ZAC, en esa región, sea más susceptible a la propagación de una fisura. Además, dependiendo del aporte térmico, la velocidad de enfriamiento y la composición del acero pueden originarse, por transformación, fases duras o frágiles sensibles a la aparición de fisuras.

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A la región de grano grueso le sigue una región de transformación de fase que determina una microestructura de grano fino, en general, de buenas propiedades mecánicas.

Fig. II.5. Regiones de la ZAC en la soldadura de una sola pasada, entre paréntesis las siglas correspondientes a la nomenclatura en inglés [29]

Fig. II. 6. Regiones de la ZAC en una soldadura multipasada, entre parentesis las siglas correspondientes a la nomenclatura en inglés [29] Finalmente tiene lugar una región subcrítica con transformaciones parciales, similares a las del recocido subcrítico de un acero, cuyo límite es la aparición de material base no afectado. La figura II. 5 muestra un esquema de la ZAC en la soldadura de una sola pasada y la figura II.6 para soldadura multipasada. Esta última permite un revenido tanto del metal de soldadura como de la ZAC, refinando la microestructura y mejorando las propiedades mecánicas de la misma. 31

II.2.4. SOLDABILIDAD La soldabilidad puede definirse como la mayor o menor facilidad que presenta un metal para ser soldado; permitiendo la obtención de soldaduras sanas, homogéneas, que respondan a las necesidades para las que fueron realizadas, incluyendo los requisitos de fabricación. Por su parte la definición establecida por el Instituto Internacional de Soldadura (International Institute of Welding, IIW) dice que: “un material metálico es considerado soldable, en un grado dado, para un proceso y para una aplicación específica, cuando una continuidad metálica puede ser obtenida mediante el uso de un proceso adecuado, tal que la junta cumpla completamente con los requerimientos especificados tanto en las propiedades locales como en su influencia en la construcción de la cual forma part e”. En el caso particular de la soldadura de aceros también la soldabilidad puede ser definida, simplemente, como la mayor o menor facilidad que presentan los aceros para ser unidos mediante soldadura. De esta forma podemos decir que la soldabilidad de un acero depende en gran medida de su composición química, tanto por el contenido de carbono como de otros elementos de composición que actúan de manera análoga. Cuanto mayor sea el porcentaje en peso de carbono y otros elementos de composición mayor será la tendencia al aumento de templabilidad del acero y consecuentemente menor su soldabilidad. La templabilidad indica la tendencia a la formación de microestructuras de temple, martensíta, cuya susceptibilidad a la fisuracion bajo determinadas condiciones de soldadura es muy importante. En los aceros las características de temple se evalúan a través de las curvas denominadas temperatura- tiempo- transformación (TTT) que permiten medir la proporción de la transformación a temperatura constante (curvas isotérmicas). En soldadura para evaluar las transformaciones del acero, en relación con las características de soldabilidad que posea, se aplican curvas de enfriamiento continuo (CCT). En las técnicas de tratamientos térmicos las curvas CCT son normalmente utilizadas para analizar las transformaciones en el acero que permitan establecer un camino para relacionar proceso con microestructura y propiedades mecánicas resultantes. Considerando que en las uniones soldadas se produce un proceso de enfriamiento relativamente rápido y continuo, de forma similar al tratamiento térmico del acero por aplicación de un medio de enfriamiento(agua, aceite, aire, sales, etc), se puede extender la aplicación de las curvas CCT para evaluar, en determinadas condiciones de soldadura y composición química del acero, la aparición de microestructuras con fases frágiles 32

(martensita) o las denominadas zonas locales frágiles (ZLF o LBZ en nomenclatura inglesa) [30-31]. Una forma práctica de evaluar la soldabilidad es por medio de un parámetro denominado carbono equivalente(CE), el cual se expresa en un número dado como % de peso, que vincula al carbono y otras elementos de aleación que inducen la templabilidad del acero. Se han desarrollado una gran cantidad de fórmulas de CE [32], pero las más utilizadas o tomadas como referencias son las siguientes: Fórmula IIW

Fórmula de Ito y Bessyo

Cuanto mayor sea el valor del CE (%) menor será la soldabilidad del acero y deberán tomarse medidas de precaución para la soldadura de manera de evitar el riesgo a la aparición de fisuras. Con valores de CE (%), según la fórmula del IIW menores que 0,30 tendríamos una muy buena soldabilidad del acero para diferentes y variadas condiciones de soldadura.

II.2.5. SOLDADURA DE ACEROS INOXIDABLES AUSTENÍTICOS [33] Aunque los aceros inoxidables austeníticos se sueldan con más facilidad que los martensiticos o ferriticos, existen diversos factores que deben considerarse para obtener soldaduras satisfactorias. Los aceros austeníticos presentan tres problemas asociados al proceso de soldadura: 1) Sensitización. 2) Formación de la fase sigma. 3) Fisuración en caliente, conocido como hot cracking

La sensitisación ya se ha descrito anteriormente y se presenta de esta manera. Cuando a los aceros inoxidables se les somete a temperaturas comprendidas entre los 450°C y 900°C durante un tiempo suficiente, o cuando se les enfría lentamente en dicho intervalo de temperatura, se origina en ellos una precipitación, fundamentalmente de carburos de 33

hierro y cromo. Está precipitación es más intensa en el intervalo de los 600°C a los 850°C. Generalmente, estos carburos precipitan en las uniones de grano, disminuyendo la cohesión de los mismos y generando que las zonas anexas queden empobrecidas en cromo, con lo cual pierden su característica de inoxidables en dichas zonas, y por consiguiente su resistencia a la corrosión. Se dice entonces que la aleación está sensibilizada a la corrosión (se ha formado una red de carburos de cromo en los límites de grano, como se muestra en la figura II.7)

Fig. II.7. Microestructura de un acero inoxidable austenitico atacado por sensitización. Se observan los carburos de cromo conglomerados en los bordes de grano.

II.2.6. PROBLEMAS FRECUENTES EN LA SOLDADURA DE ACEROS INOXIDABLES AUSTENITICOS. II.2.6.1. FISURACIÓN EN CALIENTE (Hot Cracking) El agrietamiento en caliente corresponde a la aparición de fisuras distribuidas en el material soldado durante la etapa de enfriamiento, cuando este se encuentra aún a alta temperatura (1000°C). Dichas fisuras frecuentemente no alcanzan la superficie, pero quedan en evidencia en un ensayo de doblado. El origen de dicho fenómeno se atribuye a la fractura de una película intergranular de bajo punto de fusión (1100°C a 1200°C) cuando esta queda atrapada en un acero austenítico que se enfría desde su temperatura de fusión (1420°C-1450°C). El menor punto de fusión de dicha película, origina que ésta quede atrapada en forma líquida en la estructura ya sólida y solidifique posteriormente generando tensiones de tracción en dicho proceso cuando hay restricciones a la contracción. La presencia de impurezas de bajo punto de fusión como Fósforo, Azufre y Silicio favorecen la ocurrencia de dicho fenómeno. El fenómeno lo podemos observar en la figura II.8

34

Fig.II.8. Microestructura de un acero inoxidable austenitico atacado por fisuración en caliente.

II.2.6.2. FORMACIÓN DE FASE SIGMA La fase sigma es un compuesto ínter metálico de hierro y cromo, su composición es alrededor de un 45%Cr – 55%Fe. Se caracteriza por una alta dureza, superior a 900 Vickers y una gran fragilidad. Su influencia es notable en las propiedades mecánicas, resistencia a la corrosión y en las propiedades de la soldadura. Una de las razones de la formación de fase sigma en los aceros inoxidables es la presencia de Ferrita. Si se les mantiene durante un largo periodo a temperaturas comprendidas entre los 550 y 900°C, la Ferrita se transforma en la Fase Sigma. En resumen, la Fase Sigma es perjudicial en la mayoría de los casos y en especial en la soldadura de los aceros inoxidables austeniticos. Disminuye la ductilidad, aumenta los riesgos de fisuración y disminuye la resistencia a la corrosión (figura II. 9).

Fig. II. 9. Microestructura de un acero inoxidable austenitico atacado por la nociva fase sigma que se muestra como glóbulos de manchas blancas. 35

II.2.7. CROMO Y NÍQUEL EQUIVALENTE. Son parámetros enfocados a predecir los modos de solidificación y la cantidad de ferrita delta de los aceros inoxidables. Es decir partiendo de estos conceptos se puede predecir el efecto de la composición química en la forma como ocurren los distintos modos de solidificación. Los conceptos del cromo y níquel equivalente, representan una suma ponderada de los elementos estabilizadores de ferrita (Cr, Mo, Si, Nb) y de los elementos estabilizadores de austenita (Mn, N, C, Cu), determinados en función de los elementos de aleación y la observación directa de la microestructura post-soldada. Existen varias fórmulas para predecir los modos de solidificación, las cuales difieren de acuerdo a la metodología empleada por los investigadores. Hammar y Svensson [34], desarrollaron experimentos templando un gran número de aleaciones desde la temperatura de fusión para congelar la estructura que prevalece justo después de la solidificación. Las fórmulas equivalentes (cromo y níquel equivalente) para predecir el modo de solidificación según Hammar y Svensson son:

Para coeficientes Creq/Nieq <1,55, el modo de solidificación es austenítico o austeníticoferrítico. Asimismo, para valores desde 1,55 2 el modo de solidificación es ferrítico. En otro trabajo realizado por Kujanpää [35], basándose en los equivalentes de Schaeffler se obtuvo lo siguiente:

Este investigador determinó que cuando el ratio Creq/Nieq ≤ 1,48, pueden presentarse los modos austenítico o austenítico-ferrítico y si el ratio se encuentra entre 1,48 y 1,95 ocurre un modo ferrítico primario o ferrítico-austenítico (Murugan, pp. 400) [36].

36

Otro de los trabajos importantes es el desarrollado por Kotecki y Sievert [37], las fórmulas equivalentes (WRC-92) para el cromo y níquel son:

Según las fórmulas antes mencionadas, en procesos convencionales de soldadura, como GTAW y SMAW, el cambio en el modo de solidificación de austenita primaria (AF) a ferrita primaria (FA), ocurre para un ratio Creq/Nieq ~ 1,4-1,5 (valores ligeramente menores a 1,5). Para valores de 1,5 2 presentan un modo de solidificación ferrítico (Welding handbook) [38]. La técnica de la soldadura podría tener algún efecto sobre el modo de solidificación, si afecta la composición del metal soldado, ya sea por efecto de la dilución o por los gases de protección empleados en la soldadura; sin embargo, es importante señalar que el modo de solidificación está principalmente determinado por la composición de la aleación (N Suutala) [39]. La microestructura final del metal soldado es el resultado del mecanismo de solidificación combinado con la transformación en estado sólido de ferrita – austenita durante el enfriamiento. Tal como se comentó anteriormente, la solidificación puede presentarse en el modo ferrítico primario o austenítico primario, dependiendo de la composición de la aleación; sin embargo, otro de los factores que pueden ejercer influencia en el modo de solidificación, es la taza de enfriamiento. Altas tazas de enfriamiento ocasionan un cambio en el modo de solidificación de ferrítico primario a austenítico primario (David, 2001) [40]. Durante el enfriamiento disminuye la estabilidad térmica de la ferrita con la disminución de la temperatura, transformándose en austenita por difusión controlada (disminución del volumen de ferrita). Sin embargo, esta transformación puede ser afectada por cambios en la taza de enfriamiento. Las tazas de enfriamiento propias de la soldadura por arco se encuentran en el orden de 10-103 °C/s, en cambio en la soldadura láser o haz electrónico están en el rango de 10 46.107 °C/s (Iamboliev, 2003) [41]. Vitek ha desarrollado un modelo para predecir el contenido final de ferrita para aceros austeníticos y aceros dúplex, en función de la composición de la aleación y la taza de 37

enfriamiento. En este modelo se detalla que el cambio en el modo de solidificación de austenítico primario a ferrítico primario, ocurre para una taza de enfriamiento crítica, la cual favorece a la austenita como la primera fase en solidificar. Es importante mencionar que la taza de enfriamiento crítica es dependiente de la composición [42, 43, 44], y es mucho más alta cuanto mayor es la taza Creq/Nieq (Vitek, 2002) [45]. El modo de solidificación y el contenido final de ferrita en la microestructura soldada, son de vital importancia, ya que afectan las propiedades del ensamble soldado y la estabilidad de la ferrita en condiciones de servicio a alta temperatura. Asimismo, el modo de solidificación afecta la susceptibilidad al agrietamiento en caliente.

II.2.8. SOLDABILIDAD DE LOS ACEROS AUSTENÍTICOS. II.2.8.1. DIAGRAMAS DE COMPOSICIÓN. Los diagramas de composición se utilizan para predecir la microestructura en el metal soldado. Asimismo, estos diagramas son muy útiles para predecir la cantidad de ferrita delta en el material de aporte . A continuación se presentará los principales diagramas utilizados en la actualidad. Newell y Fleischmann fueron los primeros en desarrollar una expresión para definir la estabilidad de la austenita como una función de los elementos de aleación. La expresión para predecir el límite austenita- mix austenita-ferrita, está dada como:

Donde los símbolos químicos representan el porcentaje en peso de cada elemento de aleación. En esta ecuación se aprecia que al manganeso se le considera 50% efectivo como elemento estabilizador de la austenita, el carbono 30 veces más efectivo mientras que el cromo y molibdeno presentan una relación no-lineal. Posteriormente Fiel, Bloom y Linnert [46] encontraron que la expresión de Fleischmann no predecía acertadamente la estructura del metal solidificado. Su investigación se centró principalmente en predecir la microestructura de aceros austeníticos soldados. Además, determinaron que la soldadura debía contener algo de ferrita para prevenir la fisuración en el pase de raíz. Asimismo, modificaron la ecuación de Fleischmann, cambiando la constante, de 8 a 14 en la ecuación. Esto dió una mejor predicción de la estabilidad de la austenita, para composiciones del 18 a 21% del cromo y 9 a 11% de níquel. Además, ordenó los elementos promotores de austenita (Ni, Mn, C) hacia el lado izquierdo. 38

El concepto de equivalencia empezó a tomar forma cuando Thomas y Campbell [47] reportaron que, para composiciones de 25% de cromo y 20% de níquel, la microestructura y las propiedades mecánicas podían ser correlacionadas a pequeñas cantidades de molibdeno y niobio (columbio). Para ello utilizaron la expresión de cromo equivalente, la cual se escribió como sigue:

Thomas sugirió una ecuación más lineal para predecir la estabilidad de la austenita con respecto a la formación de ferrita delta:

Estos fueron los primeros pasos para la linearización de los diagramas de Schaeffler y De Long. Schaeffler [48] correlacionando los conceptos de la química y microestructura, trazó un diagrama. Este diagrama tenía como variables, a los elementos de aleación para una específica fase microestructural (austenita, ferrita, martensita, o la combinación de estas fases), en el metal soldado. Las coordenadas en el diagrama se muestran como níquel y cromo equivalente, sobre los ejes verticales y horizontales, respectivamente. Esta elección de ejes permitía correlacionar los efectos de los formadores de austenita (Ni,Mn,C, etc.) y los formadores de ferrita (Cr, Mo, etc.) con relación a la microestructura final. El diagrama de Schaeffler 1947 luego fue modificado. La fórmula original de Schaeffler para el níquel equivalente, donde los elementos de aleación representan el porcentaje en peso, es la siguiente:

Esta fórmula indica que el níquel, en comparación con el manganeso, es dos veces más efectivo como estabilizador de austenita. También se advierte la fuerte influencia del carbono como estabilizador de austenita. La fórmula original para el cromo equivalente está dada por:

En 1949 Schaeffler reportó otro diagrama como se aprecia en la figura 2.39. Este diagrama se utiliza en la actualidad y la principal modificación con respecto al de 1948 es para el cromo equivalente: 39

Fig. II.10. Diagrama de schaeffler, que predice la microestructura final de los aceros inoxidables austeniticos en función de la composición química. [Fuente:www.ebah.com.br/content/ABAAAAEIoAJ/soldabilidade-metais?part=3] Cabe mencionar que existen mejoras en los diagramas de constitución y en la actualidad se utilizan los siguientes diagramas: 

El diagrama de Schaeffler 1949, se utiliza como un diagrama general para predecir la microestructura en el metal soldado (ferrita, austenita, martensita). También se emplea para predecir la microestructura en la soldadura de materiales disímiles (austeníticos-ferríticos). Este diagrama no es el más adecuado para el cálculo del contenido de ferrita en metales de aporte austeníticos. La ventaja de este diagrama reside en que puede predecir la microestructura mediante un método basado en la dilución del metal soldado.



El diagrama De Long 1973, fue empleado hasta 1985 para un limitado rango de aceros inoxidables del tipo CrNi(Mo,N). Recomendado para predicciones entre 0 y 15 FN. (número de ferrita)

40



El diagrama WRC-92, es el resultado del análisis de más 950 muestras y de determinaciones del número de ferrita. Provee mayor certeza en la predicción debido a la determinación del efecto de elementos como Mn, Si, C, N. Este diagrama provee la mejor estimación para el contenido de ferrita para el caso de aceros austeníticos y austenoferríticos.

Es importante señalar que estos diagramas estiman un contenido de ferrita, el cual siempre se desviará de los valores obtenidos en la medición. Asimismo, otra de las limitaciones en las fórmulas empleadas para calcular el cromo y níquel equivalente es que los coeficientes empleados en los elementos de aleación se mantienen constantes, es decir no se consideran en la cinética de precipitación para un acero determinado.

II.2.8.2. EVALUACIÓN SEGÚN EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER. El diagrama de Schaeffler muestra las distintas fases que se pueden presentar en los metales soldados de acuerdo a su composición. Como un ejemplo, aplicaremos este método a los aceros inoxidables austeniticos del tipo 304, y 316 en el diagrama de Schaeffler, con la finalidad de predecir los posibles cambios microestructurales. Para su ubicación se emplearán las fórmulas del cromo y níquel equivalente a partir de la tabla ……….abajo mostrada. Aplicamos las fórmulas del cromo y níquel equivalente según Schaeffler: Creq = Cr + Mo +1,5Si + 0,5Nb. Nieq = Ni + 0,5Mn + 30C. Para el AISI 316 resultó: Cr eq = 20,63 , Ni eq = 15,40 Para el AISI 304 resultó: Cr eq = 20,13 , Ni eq = 12,40 Graficando estos valores en las coordenadas del diagrama resultan dos puntos en la figura II.11. El punto azul ubica al acero AISI 316 y el rojo corresponde al AISI 304. Se debe mencionar que para aplicar con precisión este método los datos de la tabla deben ser los valores encontrados en el material de ensayo. Los datos de fabricante por lo general presentan un rango de composición. En ese caso se tomaría el promedio del rango con el cual se tendría una buena aproximación.

41

TABLA II.1. Determinación del cromo y níquel equivalente de los aceros AISI 316 y AISI 304, a partir de sus composiciones químicas mostradas.

Fig. II.11. Ubicación de los aceros AISI 316 (punto azul) y AISI 304 (punto rojo) en el diagrama de Schaeffler según cromo y níquel equivalentes calculados de la tabla II.1

42

Considerando la composición del acero 316, según la tabla 2.4, muestra valores de cromo y níquel equivalentes, de 20,63 y 15,40, respectivamente. De acuerdo a estos valores, presentaría una sola fase en particular, austenita (ver figura 2.45). Con respecto al contenido de ferrita, de acuerdo a su ubicación en el diagrama de Schaeffler, no presentaría ferrita en su microestructura. El riesgo que podía presentar la soldadura sería una falla a alta temperatura (agrietamiento en caliente). En el caso del acero 304, se espera tener en su microestructura una mixtura de austenita y ferrita, de acuerdo a los valores obtenidos para el cromo y níquel equivalentes 20,13 y 12,40, respectivamente. Con respecto al contenido de ferrita presenta aproximadamente un 6 % de ferrita delta en su composición. Al igual que el acero 316, el riesgo asociado a la soldadura sería una falla a alta temperatura; sin embargo, la presencia de ferrita delta minimiza este riesgo.

II.2.8.3. EFECTOS DEL FÓSFORO Y AZUFRE EN LA SOLDABILIDAD DE LOS ACEROS AUSTENITICOS Además de considerar el modo de solidificación, para evitar la susceptibilidad al agrietamiento, también se debe considerar los efectos del azufre y fósforo sobre la penetración y el agrietamiento, ya que forman fases de bajos puntos de fusión. Pequeñas cantidades de azufre de (0,005 a 0,026%) se asocian a una mejor penetración en la soldadura. Por lo tanto, se debe especificar un límite mínimo para garantizar la soldabilidad. De acuerdo a la experiencia niveles muy bajos de azufre en los aceros inoxidables exhiben pobre o intermitente penetración y un inestable control del baño de fusión en el área soldada. Una excesiva cantidad de azufre causaría fisuración en la zona afectada térmicamente o agrietamiento en la línea de centro de la soldadura, especialmente en aleaciones ricas en elementos estabilizadores de austenita. El efecto del fósforo es, principalmente, el riesgo al agrietamiento en la zona de fusión. La tendencia al agrietamiento del fósforo y azufre tiende a ser aditiva y se acepta la suma de ambos elementos. El agrietamiento depende de dos factores. Primero, del modo de solidificación, medido como cociente Creq/Nieq, y segundo, del contenido de fósforo y azufre. Estos factores proveen una indicación de la tendencia al agrietamiento, los cuales deben ser evaluados cuidadosamente. Brooks57 demostró un cambio en el modo de solidificación de ferrítico primario a austenítico primario, para dos aleaciones con un cociente de Creq/Nieq de 1,48 y contenidos de azufre de 0,04% y 0,11%. Por lo tanto, es prudente considerar la composición de la aleación, aplicación del ensamble soldado, inspección post-soldadura 43

etc., antes de especificar un posible rango de composiciones, más restringido, que el permitido por alguna norma. Otras variables propias del proceso de soldadura, como la composición del gas de protección, tipo de material de aporte, calor de aporte, etc., pueden tener un efecto pronunciado sobre la penetración, aliviando los efectos relacionados al fósforo y azufre. Estas variables deben ser evaluadas para una específica aplicación. A menudo las condiciones de servicio (condiciones de entorno del ensamble soldado), maquinabilidad y soldabilidad determinan la elección de una norma, ya sea para la producción o adquisición de un acero inoxidable. Es bastante común, encontrar materiales en el límite del rango permisible, con respecto al azufre. Asimismo, en la producción del acero, cuando se recicla material, dichos materiales pueden contener niveles muy bajos de elementos residuales (P, S) menores al 0,02%. Esta situación se presenta, ya que no se cuenta con un rango permisible en las normas utilizadas, con respecto a elementos como el fósforo y azufre. En las normas AISI 316L y ASTM A 240, sólo se especifica como máximo 0,03% para el azufre y 0,045% para el fósforo. Para niveles muy bajos de azufre se tendría poca penetración lo cual es una condición no favorable en la soldadura. Recientemente (2003), ASME, Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos, ha determinado un rango para el azufre de 0,005%-0,017%, específicamente para una acero 316L. Estas limitaciones en el nivel de azufre, además de mejorar la soldabilidad, también permiten alcanzar una aceptable superficie final sobre válvulas y otros componentes. Disminuyendo el contenido de sulfuro hasta el límite inferior de azufre 0,017%, según ASME, se reduce considerablemente la cantidad de picaduras después del maquinado. Cuando el porcentaje de azufre es de 0,005%, el número de inclusiones es pequeño, y casi sin picaduras en la superficie. Debido a las distintas especificaciones para el contenido de azufre, elegir la más adecuada dependerá de varios factores como maquinabilidad, soldabilidad, acabado superficial, resistencia a la corrosión.

II.2.9. PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA EN ACEROS INOXIDABLES. Para la soldadura de aceros inoxidables se emplean los procedimientos de soldadura manual con electrodos revestidos (SMAW), soldadura TIG (GTAW) y soldadura MIG (GMAW). El procedimiento MIG da excelentes resultados en la soldadura de los aceros inoxidables y se usa principalmente en piezas que se necesite gran aporte de material. El procedimiento TIG se realiza en los cordones de raíz de tuberías y uniones de planchas a tope sin respaldo. La razón principal es la gran calidad de sus depósitos y la seguridad 44

que ofrece de ausencia de defectos, siempre que la soldadura se efectúe por un soldador experto y con gas de protección en la raíz y el cordón. Pasaremos a describir algunos aspectos de la soldadura TIG que es la que vamos a usar en nuestra investigación

II.2.9.1. SOLDADURA TIG.- GTAW (GAS TUNGSTEN ARC WELDING) [33] Es un procedimiento de soldadura con electrodo refractario bajo atmósfera gaseosa. Esta técnica puede utilizarse con o sin metal de aportación. El gas inerte, generalmente Argón, aísla el material fundido de la atmósfera exterior evitando así su contaminación. El arco eléctrico se establece entre el electrodo de tungsteno no consumible y la pieza. El gas inerte envuelve también al electrodo evitando así toda posibilidad de oxidación. Como material para la fabricación del electrodo se emplea el tungsteno. Se trata de un metal escaso en la corteza terrestre que se encuentra en forma de óxido o de sales en ciertos minerales. De color gris acerado, muy duro y denso, tiene el punto de fusión más elevado de todos los metales y el punto de ebullición más alto de todos los elementos conocidos, de ahí que se emplee para fabricar los electrodos no consumibles para la soldadura TIG.

Fig. II.12. Esquema de procedimiento de soldadura TIG [33] Los parámetros que caracterizan a este tipo de procedimiento: - Fuente de calor: por arco eléctrico; - Tipo de electrodo: no consumible; - Tipo de protección: por gas inerte;

45

- Material de aportación:

externa mediante varilla, aunque para el caso de chapas

finas se puede conseguir la soldadura mediante fusión de los bordes sin aportación exterior; - Tipo de proceso: fundamentalmente es manual; - Aplicaciones: a todos los metales; - Dificultad operatoria: mucha. La soldadura que se consigue con este procedimiento puedes ser de muy alta calidad, siempre y cuando el operario muestra la suficiente pericia en el proceso. Permite controlar la penetración y la posibilidad de efectuar soldaduras en todas las posiciones. Es por ello que sea éste el método empleado para realizar soldaduras en tuberías. Una variante de este proceso es el llamado TIG pulsado, donde la corriente que se aplica varía entre dos niveles a frecuencias que dependen del tipo de trabajo, consiguiéndose mejorar el proceso de cebado. Para este caso el tipo de corriente a emplear es alterna. El TIG pulsado tiene aplicación sobre todo para pequeños espesores

Material de aporte Cuando se utilice material de aportación para la soldadura, éste debe ser similar al material base de las piezas a soldar. Este procedimiento no genera escorias al no emplearse revestimientos en el electrodo, ni tampoco se forman proyecciones. Normalmente las varillas empleadas como producto de aporte son de varios diámetros en función de los espesores de las piezas a unir

Gases de protección Se pueden utilizar cualquiera de los gases siguientes: Argón (Ar); Helio (He) ; Mezcla de Argón-Helio; Mezcla de Argón-Hidrógeno:

Electrodos Los electrodos empleados en la soldadura TIG deben ser tales en su naturaleza y diseño, que garanticen un correcto cebado y mantenimiento del arco eléctrico. Por otro lado, al no ser consumibles, deben estar constituidos de materiales con un elevadísimo punto de fusión (>4.000 ºC) que eviten su degradación. Entre los materiales existentes es el Tungsteno, en estado puro o aleado, el que mejor cumple con las condiciones exigibles. También se suele utilizar con ciertos componentes añadidos a su composición. Estos elementos aleantes favorecen ciertos aspectos, como el encendido del arco y además mejoran su estabilidad, aparte de

46

mejorar también el punto de fusión del tungsteno puro. Así se suele utilizar como material para los electrodos el tungsteno aleado con torio (Th) o con circonio (Zr).

Distancias de separación En la técnica TIG es muy importante la distancia que separa el electrodo de la pieza, que influye en el mantenimiento del arco eléctrico, así como el tramo de electrodo que sobresale de la tobera de la pinza, recomendándose los siguientes valores: 5 mm como máximo de salida del electrodo fuera de 5 mm como máximo para la distancia de la

la tobera;

punta del electrodo a la pieza.

Intensidad de corriente. La intensidad de corriente requerida será función del diámetro del electrodo que utilicemos. A continuación se relaciona los valores estimados de corriente:

Diámetro (mm.)

Intensidad (A)

1,6

70-150

2,0

100-200

2,4

150-250

3,0

250-400

47

CAPITULO III MATERIALES Y METODOS III.1. MATERIAL DE ESTUDIO. ACERO INOXIDABLE AUSTENÍTICO AISI 310 equivalente a la norma UNS S31008. Este acero se conseguirá bajo pedido de empresas importadoras pues actualmente exíste escases de este producto en el mercado regional.

III.1.1. CARACTERISTICAS GENERALES . El acero AISI 310 tiene casi el 25 % Cr, =,6 % de Si y 20 % Ni. Es un acero inoxidable de alto contenido de Cromo y Níquel. Este grado de acero es conocido por su alta resistencia a la corrosión a elevadas temperaturas. Este acero puede ser fácilmente soldado y también puede ser usado bajo ligeras condiciones de atmosferas de oxidación, nitruración, cementación, así también puede trabajar bajo ciclaje térmico con menores temperaturas. Este acero inoxidable es ampliamente usado en la industria de tratamientos térmicos como partes de los hornos, teles como soportes refractarios, parte de los quemadores, revestimientos de hornos, ventiladores, etc.; y en la industria de alimentos se usan

en

contacto con ácidos cítricos y aceites calentados.

III.1.2. COMPOSICION QUÍMICA, MICROESTRUCTURA Y PROPIEDADES MECANICAS ESTIMADAS DEL ACERO AISI 310. La composición química la podemos observar en la tabla III.1, las propiedades mecánicas estimadas o nominales la podemos observar en la tabla III.2. y la microestructura en la figura III.1. TABLA III. 1. Composición química del acero inoxidable AISI 310 [49]

48

TABLA IIII.2. Propiedades mecánicas estimadas del acero AISI 310 bajo condiciones de recocido. [49]

Fig.III.1. Microestructura del acero inoxidable AISI 310 en estado de suministro. Se observan claramente los granos de austenita de forma equiaxial que presenta este material.

III.1.3. RESISTENCIA A LA CORROSION. El acero inoxidable austenitico AISI 310 es usado principalmente a elevadas temperaturas por su resistencia a la corrosión. Las típicas temperaturas de trabajo están comprendidas entre 1050 y 1100°C (temperatura pico). Después de un largo periodo de exposición a estas temperaturas este acero puede ser susceptible de corrosión intergranular, debido a la precipitación de carburos de cromo. De todas formas este acero es resistente a la corrosión electroquímica debido a su alto contenido de cromo y níquel.

III.1.4. RECOMENDACIONES DE SOLDABILIDAD. Según la referencia [49], este acero puede ser soldado utilizando la mayoría de los procesos de soldadura: TIG, MIG, plasma, arco sumergido, electrodo recubierto y alambre tubular. Los electrodos AWS/ASME E310-15 o alambres AWS/ASME ER 310 son los más comúnmente usados. Para la soldadura de paso de acabado se recomienda usar los alambres AWS/ASME E309-15 o los de la serie AWS/ASME ER 309. 49

Las prácticas típicas de soldadura minimizarán el efecto de precipitación de carburos (sensitization) y la formación de fisuras en caliente. Dependiendo de los procesos de soldadura usada, la oxidación debe ser removida con el fin de garantizar la restauración de la resistencia a la corrosión. Tal remoción puede ser hecha con cepillos de acero inoxidable o baños químicos (decapado local) utilizando una pasta que contiene una mezcla de ácidos nítrico y fluorhídrico. En este último caso, se requiere una fuerte limpieza con agua para eliminar todos los rastros de gel del decapado.

III.2. MATERIAL DE APORTE Para soldar aceros inoxidables las recomendaciones técnicas y de fabricante especifican usar como material de aporte varillas o electrodos de composición similar o casi similar al metal base. Según las especificaciones dadas por la compañía norteamericana WEST ARCO [50]. Para soldaduras a tope de acero inoxidable AISI 310 se recomienda usar como material de aporte el electrodo designado con el código: AWS E310-15. Su revestimiento de tipo básico le permite al electrodo soldar fácilmente en todas las posiciones. Produce un arco suave y el depósito de soldadura es completamente austenítico.

III.2.1. RECOMENDACIONES PARA SU APLICACIÓN Mantener un arco corto y evitar movimientos bruscos del electrodo. Evitar en lo posible la oscilación del electrodo. Puede aplicarse con corriente continua, polaridad invertida (+). La superficie a soldar debe estar perfectamente limpia. Las gratas utilizadas para la limpieza del depósito deben ser de acero inoxidable.

III.2.2. COMPOSICION QUIMICA Y PROPIEDADES MECANICAS. Las podemos observar en las tablas III.3 y III.4. TABLA III.3. Composición química típica del metal de aporte AWS E310-15

TABLA III.4. Propiedades mecánicas típicas del material de aporte AWS E310-15 [Ensayos realizados según AWS A5.4]

50

III.3. EQUIPOS, INSTRUMENTOS DE MEDICIÓN Y MATERIALES CONSUMIBLES USADOS EN EL EXPERIMENTO 

MAQUINA DE SOLDAR MMA / TIG / con tecnología de inverter / monofásica 5 - 140 A | DC 141. Está máquina fue prestada por el SENATI NORTE, y los ensayos de soldadura se realizaran en el mismo lugar.



HORNO ELÉCTRICO DE MUFLA DIGITAL THERMOLYNE para el secado de los electrodos.



FRESADORA HORIZONTAL TOS OLOMOUC para maquinado de probetas.



CEPILLADORA DE CODO FURLANETTO para contorneado de probetas.



RECTIFICADORA PLANA TOS, para rectificado de probetas.



MÁQUINA IMSTRON UNIVERSAL 8801 de 10 Ton de capacidad, para los ensayos de tracción, perteneciente al laboratorio de Ensayos mecánicos de La escuela de Ing. Mecánica-UNT.



MICRODUROMETRO

MARCA:

BUEHLER,

MODELO:

1600-4985,

perteneciente al laboratorio de Ensayos Mecánicos de la Escuela de la Escuela de Ciencias Física de la UNT. 

MICROSCOPIO, LEICA DMILM, 50X – 1000X, para el análisis metalográfico de las muestras soldadas. Equipo perteneciente al laboratório de Metalografía de la Escuela de Ing. Metalúrgica- UNT.



Electrodos AWS E310-15



Lijas al agua para pulido de probetas, de grados: 180, 240, 400, 600, 1000, 2000; alúmina 0.005 mm; Paños de pana; reactivo Nital al 3%

III.4. DISEÑO EXPERIMENTAL. La selección de los parámetros de entrada juegan un rol muy importante y significativo en la determinación de la calidad de la junta soldada. La calidad de la junta puede ser definida en términos de propiedades tales como la resistencia mecánica o última resistencia a la tensión (UTS), porcentaje de elongación y muchos otros. Generalmente todos los procesos de soldadura son usados con el objetivo de obtener una junta soldada con las propiedades mecánicas deseadas y con un mínimo de distorsión. El presente trabajo se planifica para investigar algunos aspectos de la soldadura TIG. El material de trabajo considerado es el acero inoxidable austenítico AISI 310. Los parámetros de ingreso seleccionados son. Corriente de la soldadura, velocidad de flujo de gas y distancia 51

de separación del arco. Lo que se desea medir como variables de respuesta son las pruebas de tensión (propiedades mecánicas), pruebas de microdureza y un estudio de la microestructura.

III.4.1. VARIABLES DE ESTUDIO VARIABLES INDEPENDIENTES: 

Intensidad de corriente eléctrica: Tres nive les……….(90-100-110 A)



Velocidad de flujo de gas: Tres nive les…………….. (12-14-16 lt/min)



Distancia de separación del arco (Arc Ga p)………….( 2-3-4 mm)

VARIABLES DEPENDIENTES. 

Propiedades Mecánicas de tracción



Perfil de microdureza en la ZAT.

Microestructura



III.4.2. ESQUEMA DE INVESTIGACION.

Fig. III.2. Representación gráfica del esquema de investigación mostrando la relación de variables del experimento.

METODO DE MUESTREO. Según el número de variables independientes y los niveles correspondientes para cada variable se tendrían que tener 3 3 = 27 muestras sin repetición, según lo estipulado por Montgomery [51] y si consideramos 2 repeticiones, el número total de muestras sería: 3 3 x2 = 54 en total. Nuestro estudio se ha realizado bajo las consideraciones de los métodos de Taguchi, donde se ha escogido una matriz representativa de 3x3= 9 haciendo variar los parámetros 52

dentro de este nivel de muestreo, y considerando 2 repeticiones para cada condición de soldeo, se tuvieron 18 muestras, las que fueron soldadas. Pero teniendo en cuenta que la matriz de Taguchi (3x3) es de 9 componenetes, se ha tenido que recurrir a la selección de una de ellas, donde el criterio de selección para cada condición de soldeo se tuvo que determinar por procesos de inspección de soldadura tal como lo estipula la norma AWS. Finalmente, se soldaron 18 muestras y después del descarte, solo 9 de ellas, para ser ensayadas. De esta manera se llegó a la matriz de diseño experimental que se muestra en la tabla III.6.

III.4.3. PARAMETROS DE PROCESOS DE SOLDADURA. TABLA III.5. Parámetros de soldadura a seguir en el experimento

Parámetros Símbolos de Procesos Corriente de soldeo Tasa flujo de gas Distancia de arco

A

B

C

Unidad

Valores

Nivel 1

Nivel 2

Nivel 3

Ampere

Numéricos

90

100

110

(A)

código

1

2

3

Numéricos

12

14

16

código

1

2

3

Numéricos

2

3

4

código

1

2

3

Litros/min

mm.

III.4.4. MATRIZ DEL DISEÑO EXPERIMENTAL. Como se indicó anteriormente, la podemos observar en la tabla III.6, La tabla de codificación (III.5) es general y sirve para identificar las condiciones de ensayos a las cuales se someterá una muestra. Al valor numérico de cada parámetro de soldeo se le ha asignado un código del 1 al 3. Luego cada una de las 9 muestras estaran representadas por un solo simbolo que incluya los tres parámetros. Ejemplo: muestra A1B2C3 indicará una muestra soldada a 90 A, 14lts/min de flujo de gas y con un arco de 4 mm. La tabla III.6 es la matriz de diseño experimental y define las condiciones a las que serán sometidas las 9 muestras seleccionadas para los ensayos respectivos.

53

TABLA III.6. Matriz del diseño experimental

Corriente (A)

Tasa de flujo de gas (Litros/min) Código Valor

Muestra

Código

Valor

1

1

90

1

2

1

90

3

1

4

Distancia de arco (mm) Código

Valor

12

1

2

2

14

2

3

90

3

16

3

4

2

100

1

12

2

3

5

2

100

2

14

3

4

6

2

100

3

16

1

2

7

3

110

1

12

3

4

8

3

110

2

14

1

2

9

3

110

3

16

2

3

III.5. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL. III.5.1. PREPARACION DE JUNTAS. Las juntas soldadas fueron fabricadas a partir de chapas de dimensiones estandarizadas de acero inoxidable austenitico AISI 310 de 3/16 “ de espesor. Estas chapas fueron maquinadas hasta obtener piezas de dimensiones 80 mm x 40 mm x 3 mm llamadas cupones. Los cupones fueron soldados a tope, como se muestra en la figura III.3. Se soldaron 18 juntas y se seleccionaron nueve (9) las que fueron soldadas con diferentes niveles de intensidad de corriente, flujo de gas y distancia de separación del arco tal como indica la tabla III.6 Para soldar a tope planchas de espesores inferiores a 3/16” (como es el caso nuestro) se tuvo que dejar una separación igual a la mitad de su espesor, tal como indica la ref. [50]

Fig. III.3. Esquema de soldadura a tope de los cupones de chapas de acero AISI 310 54

Fig.III.4. Fotografía de dos cupones soldados a tope para luego hacer el recorte transversal y maquinar las probetas para los ensayos de tracción El esquema general de soldadura de los cupones se muestra en la figura III.3 y en la figura III.4 se puede observar una fotografía de dos planchas soldadas, para luego maquinarlas y transformarlas en probetas listas para los ensayos de tracción.

III.5.2. PREPRACION DE PROBETAS. Para los ensayos de tracción las probetas se fabricaron después que las chapas o cupones rectangulares fueron soldados. Luego de tener las juntas soldadas, éstas se maquinaron por fresado, cepillado y rectificado siguiendo la norma ASTM E 8M-95a que especifica las dimensiones, acabado etc, para probetas planas que sometidas a ensayos de tracción. En la Figura III.5 podemos observar el croquis del modelo de probeta que se siguió para el maquinado. En este croquis se indica con rojo por donde debe pasar el cordón de soldadura. En la figura III. Se muestra una fotografía de la probeta N°1 después de soldada y maquinada según normas Para los ensayos de microdureza las probetas fueron las mismas que las de tracción, pero este ensayo se realizó antes de que estas sean rotas. Para estos ensayos Las probetas para los ensayos de microscopía consistieron de muestras rectangulares de las probetas de tracción sin ensayar. Estas muestras rodearon el cordón

55

de soldadura y la ZAC. Estos ensayos son tan finos no afectan los resultados de los ensayos de tracción.

III.5.3. PROCESO DE SOLDADURA. Una vez que se han preparado las juntas, se llevó a cabo el relleno del material de aporte utilizando el proceso TIG. La máquina que se empleó tiene las características especificadas en el ítem III.3 de materiales y equipamientos y las especificaciones detalladas se encuentran en los anexos. Las condiciones de soldeo se muestran en la tabla III.6 En este proceso de soldeo se recomendó utilizar corriente directa sin polaridad invertida.

Fig. III.5. Croquis que muestra las dimensiones finales de las probetas de tracción según norma ASTM E 8M-95a. Se observa la ubicación por donde debe pasar el cordón de soldadura.

Fig.III.6. Fotografía de la probeta N°1 después de soldada y maquinada según normas, lista para ser rectificada antes de ser sometidas al ensayo de tracción.

III.5.4. ENSAYOS DE TRACCIÓN. Los ensayos se harán en la máquina IMSTRON UNIVERSAL 8801 de 10 Ton de capacidad, ubicada en el laboratorio de Ensayos Mecánicos de la Escuela de Ing. Mecánica. Esta máquina utilizará el programa Blue hill 2 para graficar sus resultados. 56

Antes de realizar el ensayo se prepararon las probetas respectivas haciendo el maquinado respectivo en el torno universal MHASA, según norma ASTM E 8M-95ª Las muestras tuvieron que ser pulidas con lijas grados: 120 y 180 antes del ensayo. Esto para evitar todo tipo de concentradores de tensiones por rayado.

Fig.III.7. Fotografía de la probeta N°1 después de soldada y maquinada según normas, sometida al ensayo de tracción.

III.5.5. ENSAYOS DE MICRODUREZA. Se realizó en el Microdurometro MARCA: BUEHLER, MODELO: 1600-4985, perteneciente al laboratorio de Ensayos Mecánicos de la Escuela de la Escuela de Ciencias Física de la UNT (ver figura III.8). Las medidas se hicieron en escala Vickers (HV) y se realizaron tres indectaciones para cada prueba. Para este ensayo se tomaron los 6 puntos que indica la figura III.9 y se procedió a hacer el ensayo para obtener el perfil de variación de microdureza en el cordón y sus alrededores. Antes de realizar este ensayo, se preparon las probetas respectivas, para lo cual se hizo el maquinado previo con dos caras paralelas a lo largo de la barra, en rectificadora plana COZZI, y luego fueron pulidas con lijas: 400, 800 y paño de alúmina. Las mediciones se tuvieron que hacer a la izquierda y derecha del centro del cordón tal como se indica en

57

la figura III.9. Los resultados en ambas zonas deben salir iguales o similares lo que sería un indicador de la calidad de la unión soldada.

Fig. III.8. Microdurometro MARCA: BUEHLER, MODELO: 1600-4985, donde se llevaron a cabo los ensayos de microdureza en la zona soldadada.

Fig. III.9. Diagrama esquemático que muestra las posiciones donde se midió la microdureza. Se observa que incluye el metal base, la zona afectada por el calor (HAZ) y la zona del metal soldado.

58

III.5.6. ENSAYO METALOGRAFICO. El análisis de la microestructura básicamente pretendió definir toda la zona del metal soldado y alrededores: zona del metal depositado, zona afectada por el calor (ZAC) y zona del metal base. Este ensayo se hizo a nivel óptico, para lo cual se dispuso del Microscopio, Leica DMILM, 50X – 1000X, perteneciente a la escuela de Ingeniería Metalúrgica de la UNT. Para poder revelar la microestructura se tomaron pequeñas muestras de las probetas ensayadas. Conociendo la longitud de ensayo de probeta se pudieron identificar los puntos correspondietes a las tres zonas de análisis. Antes del ensayo se procedió al encapsulado de las muestras con resina poliéster, desbastado, pulido y ataque químico de las superficies pulidas. Se encapsularan todas las muestras en moldes metálicos para así lograr una superficie plana en el desbaste y pulido. Se desbastaron con lijas desde grado 220 hasta 1000, con abundante agua. Luego se pulieron en paño de pana con alúmina desde grado 5 µ, 3µ, 1µ, hasta 0.3 µ y agua, por 30 seg. Se sobre atacaron con reactivo Nital 2% por 60 seg., para luego volver a pulir en paño, con la finalidad de eliminar la capa deformada debido al desbaste. Una vez que estuvieron listas para ser observadas se tomaran microfotografías, tanto en el material de aportación como en el material base y alrededores. Se determinó a partir de microfotografías que tipos de microestructura se encuentra en las juntas soldadas para cada una de las 9 muestras seleccionadas.

59

CAPITULO IV RESULTADOS Y DISCUSION IV.1. RESULTADOS DE MICRODUREZA.

Fig. IV.1. Diagrama que muestra las posiciones de medición de la microdureza. TABLA IV.1. Dureza en seis (6) posiciones distintas de la junta soldada que incluye el metal base, la zona afectada por el calor (ZAC) y la zona del metal soldado (cordón de soldadura)

DUREZA (HV)

N° de muestra

Posición 1 (M. base) 2 (ZAC)

3(cordón)

4 (cordón) 5 (ZAC)

6 (M. base)

1

204,1

234,0

245,8

227,0

244,0

230,0

2

216,0

274,1

330,0

311,4

280,0

270,0

3

242,4

247,8

280,8

254,7

259,8

278,0

4

217,0

280,0

261,5

262,6

258,5

230,0

5

214,2

223,5

211,0

213,3

225,0

206,8

6

277,6

261,4

260,0

269,0

252,7

269,9

7

213,8

252,0

258,0

227,8

229,8

225,7

8

294,5

281,0

276,5

270,8

279,6

287,5

9

276,7

253,4

281,0

295,7

282,0

286,0 60

IV.2. GRAFICOS DE MICRODUREZA PARA CADA JUNTA SOLDADA.

PERFIL DE DUREZA PARA LA MUESTRA 1 300 ) V H(

260 A Z E

220 R U D

180 140 100 0

1

2

3

4

5

6

7

POSICION EN LA JUNTA


PERFIL DE DUREZA PARA LA MUESTRA 2 340 (

300 260 220 180 140 100 0

1

2

3

4

5

6

7



61

PERFIL DE DUREZA PARA LA MUESTRA 3 300

(

260 220 180 140 100 0

1

2

3

4

5

6

7



PERFIL DE DUREZA DE LA MUESTRA 4 300 ) V H(

260 A Z E R U D

220 180 140 100

0

1

2

3

4

5 6 POSICION EN LA JUNTA

7


62

PERFIL DE DUREZA DE LA MUESTRA 5 300

(

260 A Z E R

220 U D

180 140 100 0

1

2

3

4

5

6

7



PERFIL DE DUREZA DE LA MUESTRA 6 300 ) V

H( 260 A Z

E 220 R U D

180 140 100 0

1

2

3

4

5

6

7



63

PERFIL DE DUREZA DE LA MUESTRA 7 300 ) V

H( 260 A Z E

R 220 U D

180 140 100 0

1

2

3

4

5

6

7



PERFIL DE DUREZA DE LA MUESTRA 8 340 )

V 300 H(

A 260 Z E R

U 220 D

180 140 100 0

1

2

3

4

5

6

7



64

PERFIL DE DUREZA DE LA MUESTRA 9 340 )

300 Z

A

260 U

220

H(

V E R D

180 140 100 0

1

2

3

4

5

6

7



PERFIL DE DUREZA CONSOLIDADO PARA CADA MUESTRA

(

muestra 1

muestra 2

muestra 3

muestra 4

muestra 6

muestra 7

muestra 8

muestra 9

muestra 5

320

270

220

170 120

0

1

2

3

4

5 6 POSICION EN LA JUNTA

7

Fig. IV.11. Gráfico consolidado de la variación de dureza en seis posiciones distintas de juntas soldadas con diferentes parámetros de soldeo realizadas en nueve muestras. Cada muestra representa una junta soldada con tres parámetros distintos de soldeo.

65

De los valores de microdureza mostradas en la tabla IV.1 se puede concluir que la variación en los niveles de los parámetros de ingreso ha influido en la dureza de las muestras en diferentes regiones. Los valores de dureza dependen del efecto de los ciclos de calentamiento y enfriamiento durante la soldadura. Estos diferentes valores de dureza en diferentes regiones se pueden atribuir a las diferentes microestructuras desarrolladas en las muestras. La microestructura depende de la temperatura a la cual esta región se calienta durante la soldadura, de la tasa de ingreso de calor y el subsiguiente ciclo de enfriamiento. Obviamente esto también depende de la composición del metal base y del material de aportación. También las variaciones de dureza en el metal base se pueden deber a algunas impurezas y zonas no homogéneas que el material base presente. Sin embargo, no se observa ninguna tendencia concluyente respecto a la dureza a lo largo de diferentes regiones de la soldadura tal como se observa en la Tabla IV.1 o en los gráficos correspondientes que se muestran en la Figuras desde IV.2 hasta IV.11. Sin embargo, excepto para algunas muestras, se encuentra que la dureza en la soldadura es mayor comparada con la del metal base y regiones afectadas por el calor (ZAC). La región soldada es realmente la región formada tanto del material base como del material de aporte. La microestructura de la región soldada depende de la composición del metal base como dl material de aportación, además de otros factores Cuando se discuta acerca de las microestructuras, volveremos a hacer referencia de los resultados de la prueba de dureza. En la figura IV.11, se consolidan todas las curvas de dureza. Se puede observar que la mayor dureza la tiene la muestra 2 soldada con: [90A, 14 lt/min, dist. arco= 3mm] y se presenta en las posiciones 3 y 4 (exactamente en el cordón). La mínima dureza la tiene la muestra 1 soldada con: [90A, 12 lt/min, dist. arco= 2mm] y se presenta en el metal base. Solamente las muestras: 1-2-3-7-9 presentan la mayor dureza en el cordón de soldadura. Las muestras 4 y 5 presentan la mayor dureza en la ZAC y las muestras 6 y 8 la mayor dureza se encuentra en el metal base. De lo anterior se concluye que regulando los parámetros de soldeo podemos obtener valores de dureza máximos en cualquier punto alrededor de la región soldada. Por otro lado en el cordón de soldadura podemos elevar la dureza del metal base como también podemos disminuirla. 66

IV.3. RESULTADOS DE LOS ENSAYOS DE TRACCION TABLA IV.2. Resultados de los ensayos de tracción para cada muestra

Muestra

Resistencia a la fluencia (MPa)

Resistencia Resistencia Elongación Máxima de a la Rotura tensión (%) (MPa) (Mpa)

1

280,0

550,4

410,1

35,38

2

302.5

520,2

114,5

30,21

3

336,0

560,8

396,9

41,0

4

288,0

534,0

135,1

27,9

5

304,7

538,0

142,5

34,18

6

343,5

560,1

142,7

40,2

7

302,4

554,5

409,4

32,6

8

313,5

542,8

137,0

34,2

9

340,8

550,1

138,6

35,5

Los ensayos de tracción se han realizado, para examinar las regiones donde ha ocurrido la fractura y para encontrar las propiedades mecánicas más importantes de las muestras soldadas. Los resultados de estos ensayos de tracción se dan en la Tabla IV.3. Los resultados incluyen resistencia a la fluencia (MPa), resistencia a la tracción (MPa), resistencia a la rotura (MPa), y elongación, medido a través del porcentaje de alargamiento (%) de las muestras soldadas. Los resultados de las pruebas indican que para la mayoría de las muestras, la resistencia máxima a la tracción es satisfactoria. Durante el ensayo de tracción se observó que, con excepción de algunas muestras, la falla se produjo dentro del material base o a través de la región ZAC adyacente. Por lo general, se desea que la falla no ocurra dentro de la región soldada. Esta tabla también nos muestra que bajo algunas condiciones paramétricas de corriente, tasa de flujo de gas y distancia de arco eléctrico, los resultados de la resistencia máxima a la tracción son notablemente buenos, si tenemos en cuenta que los valores estimados por los fabricantes para el material base. Así por ejemplo, según la referencia [43] la 67

resistencia promedio estimada de estos aceros austeniticos es de 655 MPa. Si este valor lo comparamos con la resistencia máxima de 560,8 que presenta la muestra 3, este valor representa el 86% de la resistencia del metal base. Es decir, por efecto de la soldadura solo se ha producido una caída de del 14% en la resistencia mecánica

de este acero

inoxidable austenitico: una caída en la resistencia mecánica que se considera satisfactoria en la soldadura de los aceros inoxidables austeníticos. Por otro lado, la tabla nos indica que la mayor resistencia mecánica se produce en la muestra 3 (560,8 MPa) con los parámetros de soldeo : 90A, 16 lt/min, dist. arco= 4mm y el valor mínimo lo encontramos en la muestra 2 (520,2 Mpa) con los parámetros de soldeo: 90A, 14 lt/min, dist. arco= 3mm La máxima resistencia a la fluencia (343,5 MPa) se observa para la muestra número 6 y el valor mínimo (280,0 MPa) se necuentra en la muestra número 1. La máxima resistencia a la rotura (410,1 Mpa) se observa en la muestra 1 y el valor más bajo (114,5) se encuentra en la muestra 2. Los valores del porcentaje de elongación se encuentran dentro del rango: [27.9 % - 41.06 %] correspondiendo a las muestras 4 y 3 respectivamente. Si tomamos como un estandart aproximado el valor de la referencia [3] que estima un valor de 50% de elongación para estos aceros, podemos concluir que respecto a esa referencia la soldadura ha producido una baja en la elongación en el rango de 55,8% y el 82% , por lo que podemos concluir que si la elongación es la propiedad más relevante para una aplicación determinada se aconseja soldar con los parámetros de soldeo de la muestra 3 correspondientes a: 90A, 16 lt/min, dist. arco= 4mm. Además una elongación del 41% se considera muy satisfactoria para muestras soldadas en aceros inoxidables austeníticos.

IV.4. GRAFICOS DE PROPIEDADES MECANICAS DE LOS ENSAYOS DE TRACCION. A partir de la tabla IV.2 se han podido graficar la variación de las propiedades mecánicas respecto al tipo de muestra o condiciones de soldeo. Estos gráficos lo podemos observar en las figuras: IV.12 y IV.13. En la figura IV.12 se observa que la resistencia máxima UTS es d 560,8 Mpa correspondiente a la muestra 3. Todos los valores de UTS varía entre 500 y 600 Mpa., y presenta un comportamiento casi regular donde no hay mucha variación. El límite de fluencia entre 280 y 340 Mpa mostrando una tendencia irregular (creciente-decreciente)

68

El límite o resistencia a la rotura tiene un comportamiento muy caótico, variando entre 100- 400 Mpa. En algunas muestras se observa que el punto de rotura es mayor que el límite de fluencia como son el caso de las muestras:1, 3 y 7. Respecto a la elongación se observa que son las muestras 3 y 6 las que presentan mayor elongación y la muestra 4 la de menor elongación. Observamos que la muestra que presenta la mayor UTS presenta también la mayor elongación

PROPIEDADES MECÁNICAS DE RESISTENCIA Límite de fluencia

Resistencia máxima

Resistencia a la rotura

600

500

M(

400

a

) P s a ci

300

n á c e M

200

100

P

0

p

. or

1

2

3

4

5

6

7 8 Tipo de muestra

9

Fig.IV.12. Gráfico que muestra la variación de las propiedades mecánicas de tracción para cada tipo de muestra soldada. Cada muestra indica condiciones de soldeo distinta mediante soldadura TIG. ELONGACION DE LAS MUESTRAS SOLDADAS ) %( n ói c a g n ol E

45 40 35 30 25 20 15 10 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

Tipo de muestra

Fig.IV.13. Gráfico que muestra la variación de la elongación para cada tipo de muestra soldada. Cada muestra indica condiciones de soldeo distintas mediante soldadura TIG. 69

IV.5. CURVAS TENSION-DEFORMACION DE LOS ENSAYOS DE TRACCION

Fig. IV.14. Curva Tensión- deformación de la muestra soldada N°1. Condiciones de soldeo: [90A, 12 lt/seg, 2mm de arco]


70



71



72



73


Todas las curvas tensión deformación nos están indicando que las propiedades mecánicas se ven muy influenciadas por la calidad de la junta soldada, la que a su vez es fuertemente influenciada por los parámetros de soldeo con los que se ha realizado el experimento, como son las condiciones de soldeo: Amperaje, flujo de gas y distancia del arco. Esto no significa que solo estos factores influyan en las propiedades mecánicas. Existen otros factores que afectan no solo las propiedades de tracción sino también la dureza que presenta la junta en la zona soldada y sus alrededores.

74

IV.6. ANALISIS DE LA MICROESTRUCTURA. IV.6.1. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 1.

A

B

C

Fig. IV.23. Microestructura de la muestra N°1 A) En la ZAC, B) En la zona soldada (cordón) C) En la interface: ZAC y metal base. 75

IV.6.2. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 2. A

B

C

Fig. IV.24. Microestructura de la muestra N°2 A) En la ZAC, B) En la zona soldada (cordón) C) En la interface: ZAC y metal base.

76

IV.6.3. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 3.

A

B

C


77


A

B

C


78


A

B

C


79


A

B

C



A

B

C


IV.6.8. MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 8. A

B

C


82

IV.6.9. MICROESTRUCTURA MICROESTRUCTURA DE LA MUESTRA SOLDADA N° 9.

A

B

C

Fig. IV.31. Microestructura de la muestra N°7 A) En la ZAC, ZAC, B) En la zona soldada soldada (cordón) (cordón) C) En la interface: ZAC y metal base. 83

IV.7. DISCUSION DE RESULTADOS. IV.7.1. DISCUSION DE LA DUREZA. Los resultados han sido discutidos en el ítem IV.1 después de presentar los resultados y gráficos, donde se concluye que la muestra 2 es la que presenta la mayor dureza y se encuentra ubicada en el cordón de soldadura. No todas las muestras presentan su mayor m ayor dureza en el cordón, algunas lo hacen en la ZAC y otras en el metal base fronterizo.

IV.7.2. DISCUSION DE LAS PROPIEDADES DE TRACCION Igual que en el caso anterior, los resultados han sido discutidos en el ítem IV.3. Se concluye que la máxima resistencia a la tracción o resistencia mecánica (UTS) fue de 560,8 Mpa y se presentó al ensayar ensayar la muestra 3. Así mismo se observa que la muestra 3 es la que presenta la mayor elongación. Es decir, una mayor resistencia mecánica de la junta no implica una mayor ductilidad. Estos aceros inoxidables austeniticos son aceros de gran resistencia y ductilidad como materiales aislados. Como junta soldada en este estudio se observa un comportamiento similar que no tienen los demás aceros, en particular los aceros al carbono. Del análisis de dureza y tracción no se desprende ninguna relación. No se puede afirmar que las muestras más duras sean las que presentan la mayor resistencia mecánica. Ni que las menos duras presenten la mayor ductilidad.

IV.7.3. DISCUSION DE LA MICROESTRUCTURA MICROESTRUCTURA El estudio de las microestructuras han sido hecho para todas las muestras soldadas y las fotografías fotografí as se han tomado en el metal soldado, y en las regiones de la ZAC y alrededores. alrededor es. Las microestructuras para todas las muestras las podemos observar observar desde las figuras IV.23 hasta la IV.31 En cuanto al metal base se refiere, en todas las muestras podemos observar granos de austenita pura con bordes de macla. Respecto a la ZAC no se encuentra mucha variación en la microestructura en todas las muestras. En general la microestructura revela granos de austenita, en la cual la precipitación de ferrita también está presente. UN U N ejemplo lo l o encontramos en la figura Figure IV.23 (a). En la figura Figure 4.24 (a), En la región de la ZAC se observan granos columnares de ferrita en toda la estructura y los granos de austenita están alargados. En la Figura 4.29 (a) en algunas regiones se encuentran encuentr an precipitados de carburos. carburos . En casi todas las muestras se encuentran trazas de ferrita delta en la ZAC bajo el microscopio. Fases dispersas de carburo se encuentran en la ZAC en la muestra 2 (Figurea 4.24 (b)). 84

Esta muestra tiene el más bajo UTS en las pruebas de tens tensión ión .Las muestras 8 y 5 (Figura 4.30 (a) y Figura 4.35 (a) respectivamente) muestran el más alto y más bajo valores de dureza en la región de la ZAC. Si las microestructuras del metal soldado de todas las muestras se comparan con las del metal base o con las de la ZAC se encuentra que la microestructura del metal soldado se ve muy diferente a las microestructuras microestructuras del del metal base base y la ZAC. En la mayoría mayoría de las muestras en la microestructura de la zona soldada se observaron crecimientos de grano con dendríti dendríticas-columnar cas-columnares es como se muestra en la figura Figura 4.24 (b) y otras. Pero en pocas muestras (muestras números 1, 3; Figura 4.23 (b) y Figura 4.25(b)) se observa crecimiento de granos equiaxiales en cierta porción del metal soldado junto con fronteras de macla. En la muestra número 3, se observa una estructura totalmente austenitica con pequeños granos equiaxiales. Esta muestra tiene el más alto UTS. En general, se revela una distribución más o menos uniforme de los granos de austenita con granos de igual tamaño a través de toda la estructura revelando también una precipitación de carburos. La estructura estructu ra Windmanstatten Windmans tatten también se observa en algunas regiones de la muestra número 4 (Figura 4.26 (b)). Las microestructuras desarrolladas en diferentes regiones de los cordones de soldadura son dependientes de las composiciones composiciones del metal base y del material de aportación, de la dilución de los materiales, los ciclos de calentamiento y enfriamiento y muchos otros factores. La variación encontrada en las microestructuras de las nueve muestras, puede estar relacionado con los factores antes mencionados, en particular con los ciclos de calentamiento y enfriamiento. La La variación de parámetros parámetros

durante la soldadura, soldadura, la

influencia del calor de entrada, las tasas de entrada entrada de calor y los ciclos ciclos de enfriamiento. Todos estos factores, a su vez, influyen i nfluyen en las microestructuras. SOLIDIFICACIÓN EN ACEROS INOXIDABLES SOLDADOS

Para mejor comprender la microestructura resultante de la soldadura de los aceros inoxidables austeníticos se estima conveniente recurrir a la literatura especializada respecto a la solidificación de este tipo de juntas. Según Shankar [52] existen 5 modos de solidificación de los aceros inoxidables austeníticos austeníticos que se muestran en la figura IV.32. La microsegregación es un fenómeno que no puede evitarse durante la soldadura. Este fenómeno provoca cambios en las fases resultantes de la l a solidificación, además de alterar sus composiciones. composiciones.

85

Fig.IV.32. Representación esquemática de los modos de solidificación en los aceros inoxidables austeníticos. Fuente: Ref. [52]

La microsegregación de los principales elementos (Cr, Ni) en los aceros inoxidables soldados, se ha investigado por Koseky [53]. Teniendo en cuenta los diferentes modos de solidificación se puede comentar que, en los aceros con modo de solidificación austenítico (A), las regiones interdendríticas están ligeramente enriquecidas en cromo y níquel. Para el modo de solidificación austenítico-ferrítico (AF), la austenita solidifica primero y la ferrita delta se forma del líquido retenido entre las dendritas de austenita, presentando un significante enriquecimiento de cromo y carencia de níquel. Cuando los modos FA y F toman lugar, el núcleo dendrítico está significantemente enriquecido en cromo y carente de níquel. Los núcleos de ferrita en las zonas ricas en cromo y carentes de níquel se presentan como una fase en no-equilibrio. La segregación del cromo a ferrita y del níquel a austenita juega un rol principal en estabilizar la ferrita en la subsiguiente transformación en estado sólido (posterior a la solidificación). Tal como se comentó anteriormente, la austenita crece dentro de la fase ferrita delta, provocando una disminución de la fracción en volumen de ferrita. A temperatura ambiente la estructura será austenítica con un pequeño volumen de ferrita delta. En los modos de solidificación AF y F, el 70-100% de ferrita delta podría formarse al final de la solidificación, donde la ferrita se transforma casi completamente a austenita en estado sólido durante el enfriamiento. En los aceros austeníticos la cantidad de ferrita retenida puede variar desde pequeños porcentaje a valores tan altos como 15-20%. Esto

86

se debe por dos factores. Primero al modelo de segregación del cromo y níquel posterior a la solidificación. Segundo, a las rápidas tasas de enfriamiento durante la soldadura. Si los esquemas de solidificación se comparan con la microestructura obtenida se observa una muy buena concordancia y quedaría explicada cada una de las microfotografías presentadas en el análisis microestructural.

87

CONCLUSIONES 1. la variación de los parámetros de soldeo influyen significativamente en la dureza, propiedades mecánicas y microestructura de las juntas soldadas. 2. Las muestras: 1-2-3-7-9 presentan su mayor dureza en el cordón de soldadura. Las muestras 4 y 5 en la ZAC y las muestras 6 y 8 en el metal base. 3. La mayor dureza de todas las muestras, se encuentra en la muestra 2 cuyos parámetros son: [90A, 14 lt/min, arco= 3mm] y se ubica en el cordón. 4. De lo anterior deducimos, que regulando los parámetros de soldeo podemos obtener altos valores de dureza en zonas específicas de la junta. 5. El valor máximo de resistencia mecánica (560,8 MPa), se produce en la muestra 3. El mayor límite de fluencia (343,5 MPa) se observa en la muestra 6. La mayor resistencia a la rotura (410,1 Mpa) en la muestra 1. 6. En algunas muestras se observa que el punto de rotura es mayor que el límite de fluencia como son el caso de las muestras: 1, 3 y 7. 7. Las muestras 3 y 6 presentan la mayor elongación. Se agrega, que la muestra que presenta la mayor resistencia mecánica presenta la mayor elongación. 8. De lo anterior se concluye que una mayor resistencia mecánica de la junta no implica una mayor ductilidad y viceversa. 9. Del análisis de dureza y tracción no se desprende ninguna relación. No se puede afirmar que las muestras más duras sean las que presentan mayor resistencia mecánica. Ni que las menos duras presenten mayor ductilidad. 10. No hay mucha variación en la microestructura del metal base en todas las muestras, observándose la presencia de granos de austenita pura con bordes de macla. 11. Respecto a la ZAC, tampoco se encuentra mucha variación en la microestructura en todas las muestras, observándose en algunas de ellas, granos con pequeñas cantidades de ferrita “δ”. 12. Se concluye que los parámetros de soldeo: corriente, flujo de gas y distancia del arco; son variables mutuamente dependientes. No se puede estimar de manera directa, cual es la más influyente respecto a las propiedades mecánicas. Solo se puede estimar resultados, tomando a las variables en forma conjunta, y así lograr propiedades preestablecidas para una aplicación específica. 88

RECOMENDACIONES 1. El presente estudio se ha realizado soldando planchas de acero AISI 310 usando el método de soldar TIG. Se recomienda que en estudios futuros se realicen experimentos similares pero usando otros procedimientos tales como GMAW.(MIG/MAG) 2. También sería recomendable que estos experimentos planificados para soldadura TIG se apliquen a otros aceros inoxidables austeniticos tales como: 304, 316, 316L, 316LN etc. 3. También sería de utilidad hacer un estudio considerando el cambio en la geometría del cordón de soldadura y cambiando los parámetros del proceso de soldeo. 4. Para poder optimizar los parámetros de procesos para ciertas variables de respuesta se recomienda utilizar los métodos de Taguchi o cualquier otro procedimiento estadístico; como por ejemplo: el análisis de varianza ANOVA; y poder determinar cuál es la variable más influyente. Esto responde a otro estudio. 5. Dada la complejidad de la microestructura obtenida es recomendable realizar un análisis de difracción por rayos X, para precisar con exactitud las fases presentes y relacionar con más objetividad la relación Estructura-propiedad. 6. De no contar con dichos equipos se aconseja utilizar los servicios de otras instituciones que cuenten con ellos en la medida de lo posible.

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ANEXOS

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ANEXOA1

EQUIPO DE SOLDAR TIG: ESPECIFICACIONES DE FABRICANTE

95

ANEXOA2

ESTRUCTURAS CRISTALINAS Y COMPOSICIONS DE FASES QUE SE PUEDEN PRESENTAR EN LOS ACEROS INOXIDABLES

Fuente:

96

ESTRUCTURAS CRISTALINAS Y FASES CARBUROS, NITRUROS Y BORUROS QUE SE PUEDEN PRESENTAR EN LOS ACEROS INOXIDABLES

Fuente:

97

ANEXO A3

CARACTERISTICAS TECNICAS DEL ACERO INOXIDABLE AISI 310 FUENTE: www.aperam.com

98

Tesis Efecto de Los Parametros de La Soldadura Tig en Aceros Austeniticos Aisi 310

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