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Productos

SOLDAR CONARCO#133|2010

SOLUCIONES GLOBALES PARA CLIENTES LOCALES, EN TODO LUGAR

ESAB® PROCESS CENTRE ARGENTINA

desarrollo de procesos,

asistencia técnica, capacitación

y servicios de ingeniería

Aplicación del Alambre

Tubular E71 T-1 en la fabricación

de trompos hormigoneros

ESAB® PROCESS CENTRE ARGENTINA

desarrollo de procesos,

asistencia técnica, capacitación

y servicios de ingeniería

Aplicación del Alambre

Tubular E71 T-1 en la fabricación

de trompos hormigoneros

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EditorialEstimados lectores:

En mercados globalizados con constantes cambios en los mismos, nuevos retos tecnológicos, de productividad, competitividad y rentabilidad para las empresas, ESAB continúa a la vanguardia en tecnología de soldadura y corte. Esta posición nos permite encarar los desafíos en todos los sectores en los que actuamos, con la firme decisión de ser socios de nuestros clientes, brindarles todas las herramientas disponibles para que coronen con éxito sus negocios. Esta actitud es central en la misión de ESAB, una forma de trabajo centrada o con foco en el cliente.

Las exigencias del mercado de soldadura y corte requieren de ESAB un tratamiento del mismo basado en una estrategia de segmentos de mercado, justamente, para poder brindar las soluciones integrales más adecuadas a cada uno de ellos. Los mismos productos y servicios requieren de una integración específica para satisfacer las necesidades de los diferentes segmentos industriales así como el desarrollo de soluciones inéditas para ellos.

Como parte del desarrollo de un trabajo con foco en el cliente ESAB ha creado un marco innovador que es la red global de Process Centres. Esta red global utiliza el conocimiento a nivel mundial de ESAB para garantizar los mismos niveles de servicio en soldadura y corte para los clientes locales en todo lugar con soluciones consistentes y de alta tecnología.

Siguiendo esta forma de trabajo hemos lanzado nuestro Process Centre de Argentina. Con esta decisión ESAB-CONARCO potencia su histórica y reconocida trayectoria de Asistencia Técnica, Desarrollo de Procesos y Aplicaciones Industriales así como de Capacitación en soldadura en nuestro país. Incorpora además como un socio fundamental los servicios y capacidades de nuestra también reconocida Fundación Latinoamericana de Soldadura, una institución creada en el año 1988 como proyecto y decisión de CONARCO.

Para poder cumplir con nuestros objetivos de servicio el Process Centre de Argentina se ha estructurado en cuatro áreas: Desarrollo de Procesos, Capacitación, Asistencia Técnica e Ingeniería, a lo que se debe sumar nuestra conexión global con el “ESAB Knowledge”. En el transcurso de este año estamos realizando, para la consolidación de nuestro Process Centre, la incorporación de recursos humanos especializados, importantes inversiones en equipamiento así como un prioritario énfasis en la gestión de seguridad, salud y medio ambiente.

Una vez más seguimos la senda de la mejora continua, potenciamos nuestro liderazgo y queremos ser su socio preferido en soldadura y corte.

Eduardo Asta Responsable del Process Centre de Argentina

Publicación institucional de CONARCO Alambres y Soldadura S.A.

Director Fernando A. Vidal

Coordinador General Eduardo Asta

Coordinadora de Marketing Valeria Mompo

Colaboradores Pablo Caponi Hernán Ghibaudo Eduardo Radici Javier Taffoni Mario Yáñez

Producción Diagramación Dayan Gerardo

Impresión Talleres Gráficos Universal S.R.L.

Fotografía Gerardo Dayan Archivo ESAB

SOLDAR CONARCO#133|2010

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índice

Editorial

aplicación dEl alambrE tubular E71 t-1para la Fabricación de Trompos Hormigoneros

comparacióndE los procEsosde repelado plasma vs. arco aire

paramEtriZación dEl alambrE Er 70s-3 para la soldadura de puertas en la industria automotriz

análisis comparativode Métodos para Determinar HACen Metal de Soldadura de Aceros Estructurales de Alta Resistencia Soldados con Proceso FCAW

Fundación latinoamEricana dE soldadura

soldadura con alambrE aristorodtm en bisagras de puerta de automóviles

Esab oriGo miG 3000i QsEt®

para el relleno y reparación en vehículos Caterpillar

Esab® procEss cEntrE arGEntina

dEpósitos FErríticos dE alta rEsistEncia soldados por smaW, mcaW, FcaW y saW: el desafío es obtener la resistencia a la tracción

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Productos

APLICACIÓN DE ALAMBRE TUBULAR E71 T-1

a firma INDUMX SRL dedicada a la fabricación de productos para la elaboración de hormigón plantea la necesidad de aumentar la producción, mejorar la calidad y terminación de las juntas soldadas.

Al realizar soldaduras con proceso MAG en aceros al carbono con alambre ER 70S-6 cobreado y protección gaseosa de anhídrido carbónico se tienen algunos inconvenientes: con parámetros de corriente y tensión altos, el arco no entra en transferencia spray, por la presencia del CO2, manteniéndose siempre en una transferencia globular.

Esta transferencia globular hace el arco muy inestable, con muchas proyecciones en los laterales y una irregularidad en el aspecto del cordón de soldadura.Esta es una de las causas que se trata de evitar en estructuras en donde las soldaduras quedan expuestas.Cuando se realizan soldaduras en estas condiciones hay mucho tiempo de limpieza de cordón y terminación con amolado.

Para superar estos problemas ofrecemos el producto TUBROD 71 ULTRA alambre tubular clasificado como E71T-1 de acuerdo a la norma AWS 5.20.Proponemos los ensayos prácticos, demostraciones en los lugares de soldadura, estudios económicos del proceso aplicando alambre tubular y asistencia técnica para su

L

Por: Eduardo Radici, Asistencia Técnica Suc. Centro | ESAB CONARCO

implementación.En la figura 1 se observa la soldadura realizada previamente con alambre macizo cobreado ER 70S-6, de diámetro 1,2 mm.

DesarrolloPara el desarrollo utilizamos una fuente marca ESAB® modelo LAI 400 P, devanador de alambre ESAB® modelo MEF 44 y torcha ESAB® modelo Plus 400, alambre TUBROD 71 ULTRA de diámetro 1,2 mm en rollo de 16 Kg.Gas de protección CO2 puro.

Previamente se realizó una charla con los soldadores sobre los aspectos técnicos del producto, ventajas, aplicación, donde se intercambiaron numerosas opiniones sobre el tema en cuestión. (figura 2).

Evaluación del desarrollo En el proceso de soldadura MAG con alambre TUBROD 71 se obtuvo una buena velocidad de rotación en la automatización debido a su gran deposición (Kg/h). ESAB® ha logrado un continuo desarrol lado junto con los c l ientes, basada en una profundo conocimiento en la fabr icación de equipos así como en la elaboración de consumibles de acuerdo a los requerimientos de soldadura. Todo el lo ha dado como resultado la introducción, innovación y fabr icación de nuevos productos.

En estas condiciones se obtuvo un cordón de excelente aspecto y terminación, el cual no presentó proyecciones y la escoria se desprendió fácilmente una vez

en la fabricación de trompos hormigoneros

Equipos y procesos para aumentar la productividad

Figura 1| Soldadura realizada con alambre

Figura 2 | Charla con los soldadores

Figura 3| Aspecto de un cordón realizado con alambre tubular Tubrod 71 ULTRA

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Productos

terminado el cordón.

Los cordones fueron brillantes sin silicatos en superficie, tampoco presentaron socavaduras en los laterales y con un llenado completo de la junta.

Otra experiencia realizada fue la soldadura de chapas plegadas y unidas con dos cordones para formar un cajón o estructura soldada para la construcción de las patas de los silos.

Aquí también se realizaron los ensayos operativos, toma de datos de soldadura y velocidad de desplazamiento de torcha dando resultados muy favorables a la aplicación de alambre TUBULAR 71 ULTRA.También se realizaron macrografías de la junta soldada para su evaluación de la penetración y la conformación del cordón. (figura 4).

Cuando se aplico Alambre TUBULAR 71 ULTRA la velocidad de soldadura aumentó, se relleno más la junta dando un mejor aspecto al cordón y obteniéndose la penetración necesaria según el tipo de junta y el espesor soldado. (figura 5).

ConclusiónLuego de realizar diferentes cordones cambiando distintos parámetros de tensión y corriente se llegó a un resultado muy satisfactorio en cuanto: cordón con buena terminación, excelente transición entre metal base y metal aportado, buen desprendimiento de escoria, elevada

Figura 7b| Dispositivo de soldadura de tanque moto hormigonera

Figura 6 | Equipamiento utilizado para el ensayo

Figura 5| Macrografía junta soldada con TUBULAR 71 ULTRA

Figura 4| Macrografia realizada a junta soldada con 70S6

velocidad de soldadura (importante desde el punto de vista de producción), excelente penetración y rellenado de la junta.

Los estudios económicos realizados, a pesar de utilizar un producto 40 % más caro, dieron los siguientes resultados:

La velocidad en m/min aumentó un 62 % con alambre TUBROD 71 ULTRA

El consumo de alambre tubular aumento un 3 % respecto de la utilización de alambre ER70S-6.

Mayor penetración y mejor terminación superficial

El consumo de gas disminuyó un 38 %

El costo de la pieza disminuyó un 22 %

El costo de la mano de obra disminuyó un 38 %

Resultado final: Un aumento en la producción anual (metros soldados) del 62 %

El cliente evaluó el proceso y asumió que el mismo es el adecuado para el desarrollo y el aumento de la producción.

Figura 7a| Dispositivo de soldadura de tanque moto hormigonera

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Introducción. Proceso arco aire l sistema Arco Aire o Arc- Air es un sistema de eliminación metálica aplicable a metales de cualquier naturaleza. Este proceso constituye una versión mejorada de un proceso antiguo de corte de metales con adición de carbón.

Para realizar el corte o eliminación superficial de metal se lleva el mismo al estado de fusión, mediante un arco eléctrico establecido entre la pieza y un electrodo especial de grafito, el cual simultáneamente es expulsado por un chorro de aire comprimido.

Este sistema no produce la oxidación del baño fundido, sino que la eliminación del metal resulta de una acción mecánica del aire a presión sobre aquel en estado líquido. Este proceso puede emplearse para varios fines, tales como ranurado o repelado de metales en cualquier largo y profundidad. El equipo consiste en una pinza porta-electrodo con una salida de aire, alimentada a través de un manguerote, corriente eléctrica y aire comprimido.

Proceso de Corte por PlasmaEl proceso Plasma fue desarrollado por el “Tanawanda Laboratory”, en la división Linde de “Union Carbide” como un derivado del proceso TIG, por lo que haciendo pasar forzadamente este

arco a través de un pequeño orificio se conseguía una elevada concentración de calor que sumada a la presión del gas desarrollaba el corte de metales.

El corte por plasma, consiste en establecer un arco eléctrico ionizando el gas circundante, luego se estrangula el flujo de gas haciéndolo pasar por una tobera de pequeño diámetro, de esta manera se obtiene un chorro de plasma a temperatura muy elevada. La velocidad del gas aumenta considerablemente debido al estrangulamiento, lo que genera un barrido del material líquido produciendo el corte.

El Repelado por PlasmaNo podemos hablar de repelado por Plasma sin antes conocer su principio de funcionamiento.

Si bien en el corte por plasma debemos constreñir el arco primario para concentrar el calor y mantenerlo constreñido lo más largo posible para que el corte sea recto. En el repelado, debemos difundirlo, de modo que se forme una lengua que nos permita ir levantando el material en lugar de cortarlo.

De esta manera, es posible abrir una zanja sobre una fisura hasta encontrar la base de la misma, levantar una soldadura donde se sospecha algún grado de discontinuidad, levantar recargues para su posterior re-trabajo, etc.

COMPARACIÓN DE LOS PROCESOS

Por: Javier Taffoni, Asistente Técnico, Dto. Máquinas y Equipos, ESAB- CONARCO

E

Figura 1 | Repelado por Arco Aire

Figura 2 | Proceso Plasma

de repelado plasma vs. arco aire

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Productos

Este proceso, tiene además la ventaja de poseer un nivel de sonido notablemente inferior que los procesos convencionales, como así también una importante disminución de humos y expulsión de material incandescente con sus consecuentes riesgos. Agregado a esto, la alta tasa de remoción y posibilidad de automatización lo hacen ideal en una amplia porción del mercado metalmecánico.

El repelado por plasma es una variante del proceso de corte por plasma y si bien el mismo lleva varios años de desarrollo, comenzó a utilizarse más comúnmente en los últimos años, debido al incremento del énfasis del mercado en los cuidados ambientales y requerimientos de calidad.

ProductividadUna de las principales causas para la elección del repelado por plasma en lugar del Arco–Aire es el considerable aumento productivo y la posibilidad de ir variando la velocidad de remoción según se varía la potencia del equipo, permitiendo realizar un escarbado preciso debido a la disminución de la lengua (forma que toma el arco durante el repelado por plasma).

AutomatizaciónEn la variante automatizada del repelado por plasma, se pueden aumentar tanto la velocidad como la tasa de remoción, debido al avance

continuo, el cual mantiene la descarga de material, característica imposible de reproducir manualmente. Por otro lado, la escoria se aloja siempre sobre un solo lado, teniendo en cuenta el bajo calor aportado, esta no llega a soldarse con el material base, por lo que se torna autodesprendible.

ResultadosAspecto Superficial No posee carbón residual en el material base, por lo que no es necesaria la operación de limpieza por amolado cuando la ranura es terminada. La uniformidad y buena apariencia superficial hacen a la superficie ideal para realizar soldaduras de forma automática, sin correr los riesgos de discontinuidades por dislocación de cordón.

CostoEl repelado por plasma reduce el costo de operación considerablemente debido a las altas tasas de remoción y velocidad de translación. Agregando una importante disminución adicional en el mismo ya que el consumible resiste su desgaste durante aproximadamente 4 h de arco, en contrapartida con el Arc-Air donde es necesario cambiar el carbón con mucha mas frecuencia produciendo la consecuente perdida de tiempo.

La siguiente comparación, tiene en cuenta la mayor similitud posible entre

Figura 3 | Repelado por Plasma

ARC-AIR 3/16 PWCT 1500 ESP 150 DEUCE PAK 150

350 A 90 A 150 A 300 A

7 Kg/h 8,53 Kg/h 16,96 Kg/h 48,44 Kg/h

Costo por 100 Kg de remoción ARC AIR REPELADO PLASMA

Remoción Kg/h * 6 8,5Costo consumible x h de arco 18,60 18,25Horas necesarias para la remoción 16,66 11,76Costo M/O $ 25/h 416 294Costo Consumible 310 214TOTAL $ 726 508

* Se tomó en cuenta la pérdida de remoción por el tiempo de recambio del consumible, tomándose como promedio 30 s.

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Productos

Figura 4 | Personal de la firma Gonella

Figura 5 | Implementación del equipo Plasma

Figura 6 | Power Cut 1500

En el mismo, se presentaban problemas de calidad de la preparación de juntas, como también el alto ruido generado por los varios equipos operando al mismo tiempo en el sector de trabajo.

Se verifican los datos de producción comparando con los de referencia en cuanto a los nuevos procesos y se sugiere comenzar por la mejora en las preparaciones de junta mediante la introducción de los equipos Powercut 1500 en su configuración de repelado, en el sector donde se preparan juntas para ser soldadas posteriormente por Arco Sumergido.

Luego de probar los equipos sugeridos en forma manual, se procede a su automatización, intentando adaptar los equipos manuales a carros portátiles de corte y posteriormente en las columnas pluma existentes en la firma. Como resultado, se obtuvieron muestras de una uniformidad y continuidad superior a las realizadas tradicionalmente.

Luego de realizar mediciones, se determina que el nivel de ruidos no es superior al generado por cualquier equipo de soldadura, por lo que esta dentro de los valores aceptables por la legislación nacional.

La firma GONELLA, como resultado de las pruebas realizadas adquiere dos equipos para ser utilizados en esta modalidad (repelado por Plasma), siendo estos asignados a distintos puestos, y en disposiciones Manual o Automático según se requiera.

Queremos agradecer al Ing. Roberto Pieklo Jefe de calidad y a la Firma S.A Lito Gonella por la confianza depositada en el equipo de trabajo como así también la completa libertad con la que nos permitió trabajar.

procesos a fin de hacer lo más fiel posible el resultado de la misma, por lo que se compara Arc-Air, con grafito de diámetro 6 mm y 350 A de corriente, contra repelado plasma con un equipo Powercut 1500 y 90 A de corriente de operación.

Impacto ambientalEnfocándonos en cada una de las ventajas que brinda el repelado por Plasma, podemos encontrar una considerable reducción de los ruidos.

Según el Reglamento Argentino en materia de seguridad e higiene, Decreto 351/79 Anexo V indica:“Ningún trabajador podrá estar expuesto a una dosis superior a 90 dB de Nivel Sonoro Continuo Equivalente, para una jornada de 8 h y 48 h semanales.Por encima de 115 dB no se permitirá ninguna exposición sin protección individual ininterrumpida mientras dure la agresión sonora. Asimismo en niveles de 135 dB no se permitirá el trabajo ni aún con el uso obligatorio de protectores individuales.”

Si a esto le agregamos el dato que el repelado por plasma produce un ruido 80 dB menor que el repelado con arco aire y 7 veces menos humos, estamos en condiciones de afirmar que este proceso de remoción de material metálico es sin dudas el más cercano a las condiciones ambientales dentro de la especialidad.

Experiencia prácticaA continuación se detalla un trabajo realizado en la firma GONELLA de la ciudad de Esperanza, en Santa Fé.

La misma plantea al equipo de trabajo, la necesidad de innovación tecnológica dentro de la planta, luego de analizar el “lay out” de la misma, se propone comenzar con un entrenamiento que abarque los sectores de corte y repelado a fin de eliminar errores producidos por desconocimiento teórico- prácticos de los procesos. Capacitado y nivelado el personal se pone foco en la zona en la que se realizan los trabajos de Arc-Air.

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EProbetas Probetas representativasInicialmente se realizan probetas de soldadura con materiales de descarte del modelo Agile. (laterales y bisagras) de acuerdo con el esquema de conjunto indicado en la figura 1.

a) Parámetros habituales de dicha Soldadura

Tensión: 25 VCorriente: 260 AGas de Protección: Mezcla 80/20 (Ar/CO2)

b) Parámetros propuestos por ESAB.

Tensión: 22 VCorriente: 160 AGas de Protección: Mezcla 80/20(Ar/CO2).

Introducción l presente trabajo tiene como finalidad mostrar la puesta a punto del alambre ER70S-3, de acuerdo con la norma AWS 5.18, en diámetro 0,9 mm utilizado por la empresa GMA (General Motors Argentina) para la soldadura de bisagras de las puertas correspondientes a los modelos Corsa y Agile. Por su parte se compara con la misma aplicación en la cual se utiliza el alambre ER70S-6, de acuerdo con la norma AWS 5.18.

Material de demostraciónAlambre OK 12.51 HH diámetro 0,9 mm provisto en bobina de 15 Kg.

Alambre OK 12.58 CC diámetro 0,9 mm provisto en bobina de 18 Kg.

La Tabla 1 muestra las propiedades mecánicas y composición química de los alambres ER70S-6 y ER70S-3 respectivamente.

PARAMETRIZACIÓN DEL ALAMBRE ER 70S-3

para la soldadura de puertas en la industria automotriz

Figura 1| Esquema de bisagra con panel de puerta

Tabla 1| Propiedades mecánicas y composición química de los alambres

Por: Ing. Pablo Caponi | Sucursal Centro | ESAB - CONARCO

Propiedades Composición Química % en peso Resistencia Límite de Alargamiento C Mn Si P S a la Tracción Fluencia (mínima) (mínimo) (mínimo) MPa MPa %

Gas de Protección

ER70S-6 480 44 a 54 22 0.07 a 0.15 1.40 a 1.85 0.80 a 1.15 0.025 0.035

ER70S-3 480 43 a 63 22 0.06 a 0.15 0.90 a 1.40 0.45 a 0.70 0.025 0.035

CO2 / Mezclas

Mezclas

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ProductosEl resultado que se observa, ante esta variación de parámetros, muestra un arco muy estable, sin inestabilidad en el inicio de arco y con menos generación de proyecciones.El aspecto general del cordón de soldadura, tal como se observa en la figura 2, muestra:

Disminución de la presencia de lagunas de silicato

Baja presencia de proyecciones

Cordones de buen conformado y terminación.

Cordones limpios y de buen brillo. Ensayos destructivosLa evaluación de calidad de GMA verificó, en los ensayos destructivos de las probetas, que la soldadura es adecuada pese a la disminución en los parámetros del procedimiento utilizado.

Puesta a punto en la líneaUna vez aprobados los nuevos parámetros de soldadura se procede al soldado de 5 modelos Agile en línea.

Personal de control de tiempos de producción presenció dicha puesta a punto con la intención de controlar que la disminución de los parámetros no interfiera en los tiempos productivos que demanda dicha soldadura.

Claramente, durante la soldadura en línea, se observa una disminución considerable en la formación de proyecciones de soldadura con respecto al alambre ER70S-6.

Cabe aclarar, que en las puertas soldadas con alambre ER70S-3 no se utilizó antiadherente (“antispatter”) a diferencia del alambre ER70S-6, el cual demanda la presencia de antiadherente para evitar el pegado de proyecciones. Pese a no tener “antispatter”, no se observan proyecciones adheridas y en algunos casos son muy fáciles de retirar.

c) Nuevos parámetros propuestosEn base a los resultados positivos obtenidos, ESAB propone realizar dicha soldadura con los siguientes parámetros:

Tensión: 22 VCorriente: 160 A

ConclusionesLa comparación realizada arroja resultados satisfactorios referidos a la utilización del alambre ER70S-3 bajo protección de gas mezcla en la soldadura de espesores finos, resumiendo sus características en:

Excelente estabilidad del arco eléctrico

Disminución de la presencia de lagunas de silicato

Baja presencia de proyecciones.

Cordones de buen conformado y terminación

Cordones limpios y de buen brillo

Excelente comportamiento para la soldadura de chapa electrozincada o galvanizada

Figura 2| Resultados de las soldaura de bisagra a panel de puerta

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ANáLISIS COMPARATIVO

a soldadura de aceros estructurales de alta resistencia plantea problemas vinculados con la susceptibilidad a la aparición del proceso de fisuración asistido por hidrógeno (HAC). Particularmente este problema se pone de manifiesto en el metal de soldadura (MS) debido a la necesidad de utilizar aportes de alta resistencia que generan un incremento de elementos de aleación en la composición química del MS y consecuentemente una microestructura con un elevado porcentaje de zonas locales frágiles(LBZ).

Contrariamente los modernos aceros estructurales presentan una soldabilidad tal que permiten minimizar el riesgo a fisuras en frío en la ZAC, tanto por el bajo porcentaje de LBZ como por el importante nivel de tenacidad. En relación con el metal de soldadura se pueden aplicar técnicas similares a la evaluación de la ZAC para definir un precalentamiento adecuado en la especificación del procedimiento.

En este trabajo se presenta un análisis comparativo entre alguno de estos métodos experimentales utilizados en la evaluación de la soldadura de un acero estructural típico de alta resistencia soldado con proceso FCAW bajo protección gaseosa. Dicho análisis ha permitido establecer el nivel de riesgo

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Por: Eduardo Asta | Dpto. Técnico | ESAB - CONARCO / Univ. Tecnológica Nacional Mónica Zalazar | Dpto. Mecánica Aplicada, Facultad de Ingeniería, Univ. Nacional del Comahue

Resumen

de Métodos para Determinar HAC en Metal de Soldadura de Aceros Estructurales de Alta Resistencia Soldados con Proceso FCAW

potencial para la integridad estructural de este tipo de uniones en función de la problemática específica del metal de soldadura en relación directa con la HAC y con la mínima tenacidad requerida.

IntroducciónLa fisuración en frío asistida por hidrógeno es un mecanismo que ocurre cuando existen conjuntamente, presencia de hidrógeno disuelto, tensiones de tracción actuando sobre el material soldado, microestructuras susceptibles o de baja ductilidad y temperaturas cercanas a la ambiente [1]. Esta forma de fisuración suele presentarse tanto en la zona afectada térmicamente como en el material de soldadura y puede ser transgranular, intergranular o mixta y estar orientada longitudinal o transversal al cordón de soldadura.En la soldadura de aceros estructurales de alta resistencia se plantean problemas vinculados con la susceptibilidad a la aparición del proceso asistido por hidrógeno que provoca las denominadas fisuras en frío. Particularmente este problema se pone de manifiesto en el metal de soldadura(MS o WM) debido a la necesidad de utilizar aportes de alta resistencia que generan un incremento de elementos de aleación en la composición química del MS y consecuentemente una microestructura con un elevado porcentaje de zonas locales frágiles(LBZ)

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Productos

Contrariamente los modernos aceros estructurales presentan una soldabilidad tal que permiten minimizar el riesgo a fisuras en frío en la ZAC (HAZ), tanto por el bajo porcentaje de LBZ como por el importante nivel de tenacidad.

En relación con el metal de soldadura se pueden aplicar técnicas similares a la evaluación de la ZAC para definir un precalentamiento adecuado en la especificación del procedimiento de soldadura (EPS o WPS) que permita minimizar la aparición de fisuras por HAC.

En consecuencia para la determinación de tal temperatura se recurrirá a métodos de predicción que aplican fórmulas, gráficos y tablas en función del material base, aporte térmico, carbono equivalente, grado de restricción de la junta y nivel de hidrógeno.

Sin embargo, la mayoría de estos métodos han sido desarrollados para el problema de fisuras en la ZAC pero, en determinados casos, no funcionan adecuadamente para el metal de soldadura. Este problema es de tal importancia práctica que se han desarrollado numerosos ensayos tales como: Tekken, WIC, CTS, GBOP, BBT, entre otros, permitiendo determinar la aparición de fisuras por el mecanismo de HAC y consecuentemente una temperatura de precalentamiento mínima adecuada que garantice una soldadura libre de fisuras [2-7] y de esta forma asegurar la integridad estructural de la unión soldada.En este trabajo se presenta un análisis comparativo entre métodos de predicción, resultados experimentales de ensayos Tekken, BBT y probetas de calificación de procedimiento. Para dicho análisis se ha utilizado un acero estructural de alta resistencia ASTM A514 Gr. B, templado y revenido, soldado con alambre tubular bajo protección gaseosa (FCAW-G) y aceros API 5L X70, de laminado termo controlado (TMCP), con alambre tubular sin protección gaseosa (FCAW-S).

Material y métodoMetal base y aporte de soldaduraUno de los materiales base utilizado para este trabajo es un acero microaleado

templado y revenido para uso estructural ASTM A514 Gr. B con un espesor de 25 mm. En la Tabla 1 se indica la composición química y los valores de carbono equivalente (CEIIW) y Pcm, calculados de acuerdo con las expresiones (1) y (2) respectivamente, mientras que en la Tabla 2 se muestran las propiedades mecánicas.

El consumible de soldadura utilizado en los ensayos del acero A 514 Gr. B ha sido alambre tubular bajo protección gaseosa (FCAW-G), de relleno básico, el cuál se ajusta a la norma AWS A5.29 [8] como E110T5-K4, de diámetro 1,6 mm y CO2 como protección gaseosa. La composición química de este alambre se muestra en la Tabla 3. Por su parte también se utilizaron en este trabajo resultados previos [9] correspondientes a chapas de aceros API 5L X 70, normal y resistente a la fisuración por hidrógeno (HIC) de 8,7 mm y 6,3 mm de espesor respectivamente. Las composiciones químicas y los valores de carbono equivalente se detallan también en la Tabla 1 y en la Tabla 2 las propiedades mecánicas.

Para este último material se utilizó proceso con alambre tubular sin protección gaseosa (FCAW-S) No obstante para la pasada de raíz se aplicó proceso manual (SMAW) con un electrodo de revestimiento celulósico según AWS A5.5 [10] clasificado como E7010-A1. El alambre tubular empleado para el relleno es E91T8-G [8]. La Tabla 3 muestra la composición química de los consumibles utilizados.

Ensayos de TekkenTanto para el acero ASTM A 514 GrB como para los aceros API 5L X70 se aplicaron ensayos de Tekken [11] para determinar fisuras en las probetas soldadas. La Figura 1 muestra la típica

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Productos

probeta de ensayo Tekken utilizada para ambos aceros, en tanto que la Tabla 4 permite observar los parámetros de soldadura utilizados tanto en el caso del acero A 514 Gr.B como los correspondientes a las dos variantes del acero X70, realizados con temperaturas de precalentamiento (To) de 25 ºC, 75 ºC, 100 ºC y 150 °C.

Adicionalmente, para el acero A 514 Gr.B se preparan dos probetas de las utilizadas para calificación de procedimiento, una soldada con una temperatura inicial, To, de 20 °C y otra con una temperatura de precalentamiento de 150 ºC . La posición de soldadura fue horizontal con diseño de junta simple “V” y respaldo metálico. La raíz se realizó en forma semiautomática y el relleno fue automatizado. En La Tabla 5 se muestran los parámetros de soldadura utilizados en ambos casos.

Ensayo BBTPara el análisis comparativo de este trabajo se han tomado además resultados previos [12] de ensayos de fisuración en frío BBT (Bead Bend Test) [13] para el acero API 5L X70 con temperaturas de precalentamiento de 25 ºC, 50 ºC, 75 ºC y 100 ºC.

El ensayo BBT es un método de evaluación de la susceptibilidad a la fisuración por hidrógeno (HIC) de soldaduras multipasada. La Figura 2 muestra el dispositivo utilizado y los diseños y las dimensiones de las probetas requeridas para el ensayo. De las dos formas de fijación de la probeta

al dispositivo, que propone el ensayo, se aplicó la observable en la Figura 2, que simula las condiciones de restricción que se dan en la soldadura circunferencial de cañerías. Luego de fijar la probeta en el dispositivo se realiza la soldadura con los parámetros indicados en la Tabla 6.

Para asegurar que todas las posibles fisuras se han desarrollado se debe esperar al menos 24 horas antes de extraer las probetas de plegado. Dichas probetas deben ser pulidas en la superficie que se evaluará que es la cara que corresponde al centro del cordón de soldadura. La Figura 3 muestra la probeta de plegado cuya medida en la dirección x es el espesor del metal base y la medida en la dirección y es de aproximadamente 10 mm.

La superficie a inspeccionar es la sección longitudinal del cordón de soldadura, y generalmente ocurre la fisuración en el centro del espesor del cordón. En esta zona hay un máximo de tensiones residuales y consecuentemente la mayor susceptibilidad a la fisuración.

Luego de cortar y preparar la probeta de plegado se realiza un deshidrogenado por 16 horas a 250 ºC, para prevenir el fenómeno de ojo de pescado (fish-eye) y la consiguiente alteración de los resultados. El hidrógeno se libera de la probeta y no se produce el fenómeno.

Luego del deshidrogenado, se efectúa el plegado para hacer visibles las fisuras y se evalúa a partir de qué temperatura entre pasadas no ocurre la fisuración

Grado C Mn Si P S Al Nb V Ti Cr Cu Mo Ni N Ca CEIIW Pcm

A514 GrB 0,17 0,86 0,28 0,022 0,004 0,035 0,0004 0,041 0,022 0,53 -- 0,21 0,02 0,007 -- 0,471 0,28

X70 HIC 0,04 1,00 0,20 0,009 0,002 0,038 0,043 0,003 0,022 0,018 0,17 0,005 0,16 0,007 0,0025 0,23 0,11

X70 Normal 0,12 1,27 0,18 0,008 0,003 0,045 0,037 0,075 0,024 0,021 0,018 0,01 0,019 0,007 0,0025 0,38 0,19

Acero Espesor Tensión de Fluencia Tensión de Rotura Alargamiento mm MPa MPa %

A514 GrB 25 773 837 20

X70 HIC 6,35 537 582 40

X70 normal 8,7 564 664 37

Tabla 1| Composición Química y Carbono Equivalente en % de los Metales Base

Tabla 2| Propiedades Mecánicas de los Metales Base

Figura 1| Esquema y medidas típicas de una probeta para ensayo Tekken

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Medición de los ciclos térmicosDurante la realización de las soldaduras para los ensayos Tekken y BBT se midieron los ciclos térmicos por medio de termocuplas del tipo K insertadas en las juntas donde luego se ubicaría la línea de fusión de la soldadura. Esto permitió establecer los tiempos de enfriamiento entre 800 °C y 500 ºC (t8/5) así como entre 800 °C - 100 ºC (t8/1) y los correspondientes ciclos térmicos por medio de un sistema de adquisición de datos en tiempo real.

La Figura 4 muestra uno de los ciclos térmicos típicos de la soldadura, en este caso correspondiente al ensayo Tekken del acero A514 Gr. B con precalentamiento de 150 ºC, y una macrografía transversal de la probeta con la zona de ubicación de la termocupla.

Resultados y discusiónLas observaciones microscópicas en el material de soldadura correspondientes al acero A514 Gr. B evidenciaron una microestructura que consistió principalmente de martensita con dureza promedio de 380 HV10.

La microestructura de la ZAC exhibe distintas regiones. La región cercana a la línea de fusión del acero, en todos los casos, muestra la presencia de una estructura de granos crecidos con placas de bainita inferior de dureza 360 HV10. La última región de la ZAC muestra bainita revenida con islas de perlita muy fina precipitadas. No se observan grandes cambios microestructurales originados por los diferentes precalentamientos.Del estudio metalográfico de los ensayos Tekken del acero A514 Gr. B se pudo observar fisuras longitudinales al cordón de soldadura en las probetas con

Material Base Proceso Tensión Corriente Velocidad Aporte Térmico [V] [A] [mm / s] H [KJ/mm]

A514 Gr.B FCAW-G 27-28 200-220 2,4-2,6 2,20- 2,36

X70 HIC FCAW-S 18,5-19 205 - 215 1,45 – 1,94 1,58 – 2,06y normal

Posición: 2G | Diámetro: 1,6 mm | Polaridad: DCEP | Gas: CO2 | Caudal: 20 l/min

Cordón Técnica Corriente Tensión Veloc. de sold. (Pasada) [A] [V] [mm /min]

Raíz SA 219-254 28,8-29,5 151-160

2 (2) A 273-335 30,7-31,7 280

2 (3) A 265-352 30,9-33.3 330-320

3 (4) A 291-357 31,0-33,4 290-320

3 (5) A 287-348 33,0-33,9 260-280

4 (6) A 177-249 25,3-26,8 370-520

4 (7) A 210-290 28,4-29,2 300-360

4 (8) A 266-330 28,5-29,9 340-400

4 (9) A 205-291 28,4-29,0 280-400

SA: Semiautomática A: Automática

Tabla 4| Parámetros de soldadura de los ensayos Tekken para los procesos utilizados en el acero A514 Gr.B y en X70

Tabla 5| Procedimiento de soldadura utilizado en las probetas de calificación del acero A514 Gr.B, soldadas con To = 20°C y 150°C

Figura 2| Dispositivo de fijación para el ensayo BBT

Figura 3| Extracción de Probetas de Plegado para el ensayo BBT

Figura 4| Ciclo térmico de la soldadura (en acero A514 Gr.B) y ubicación de la

termocupla para ensayo Tekken

X: medida de la soldadura (mm)Y: normalmente 10 mm

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precalentamientos de 25 °C y 75 ºC. Las mismas se localizaron en el metal de soldadura (MS), iniciándose en la zona inferior y continuaron su trayectoria a través de la matriz martensítica con una orientación casi perpendicular a las bandas (lath) de martensita. Las probetas soldadas con precalentamientos de 150 ºC no presentaron fisuras

La Figura 5 muestra microestructuras y trayectoria de las fisuras observadas con el microscopio óptico en las probetas soldadas con 25 °C y 75 ºC de precalentamiento y la zona final de la fisura en el material de soldadura obtenida por medio de microscopía electrónica (SEM) en la probeta soldada con precalentamiento de 75 ºC.

La Figura 6 muestra la temperatura de precalentamiento en función del porcentaje de material de soldadura con fisuras para el acero A514 Gr. B y una macrografía de la sección transversal de las soldaduras con fisuras. En las mediciones experimentales del ciclo térmico se observa que los tiempos de enfriamiento t8/5 y t8/1 se incrementan conforme aumenta la temperatura de precalentamiento. En la Figura 7 se encuentran representados los tiempos t8/5 y t8/1 respectivamente e indicadas las probetas fisuradas con temperaturas de precalentamiento de 25 °C y 75 ºC y sin fisura con precalentamiento de 150 ºC. Vemos que a partir de t8/5 mayores que 17 s y t8/1 superiores a 2150 s se garantizaría una soldadura libre de fisuras. Finalmente en la Tabla 7 se puede observar una comparación entre los resultados del ensayo de Tekken, los ensayos de PQR y el cálculo por conocidos métodos de predicción [1,11] para determinar la mínima temperatura de precalentamiento o inicial (To) que minimiza la aparición de fisuras por HAC para el caso de soldadura realizada con el acero A514 Gr. B.

En consecuencia puede observarse un excelente ajuste entre el ensayo Tekken y las condiciones de soldadura real, representadas en este caso por el ensayo de calificación de procedimiento para la generación del PQR (registro de calificación del procedimiento).

La Tabla 8 muestra los resultados de los ensayos de Tekken (fisura/no fisura), valores de dureza Vickers máxima (HV10) en el metal de soldadura y en la ZAC y tiempos de enfriamiento t8/5 y t8/1 para el acero X70 (normal y HIC)

En la Figura 8 se muestra una macrografía de la soldadura con fisura (a) y una micrografía SEM (b) donde de observa la morfología de las fisuras. En todos los casos, las fisuras aparecen en el metal de soldadura.

La Tabla 9 muestra los resultados de los ensayos de BBT (fisura/no fisura) para cada una de las probetas soldadas con el acero API 5L X70 en sus dos variantes. Si bien ambos aceros responden a la misma clasificación de la norma API 5L vemos que tienen distinto carbono equivalente y espesor y el acero X70 normal una tensión de rotura superior. Esta diferencia en susceptibilidad a la aparición de fisuras entre los aceros X70 estudiados es razonable ya que el X70 HIC ha sido diseñado metalúrgicamente para resistir la fisuración por hidrógeno en servicio.

En el proceso FCAW-S el nivel de hidrogeno difusible del metal de soldadura o aporte es menor que en el proceso manual (SMAW) con electrodos celulósicos, por lo que los ensayos realizados indicarían que se puede soldar sin precalentamiento.

En la Figura 9 se observa una macrografía de la superficie de soldadura luego del plegado, donde aparecen fisuras cuya morfología y distribución corresponden a las originadas por el fenómeno de fisuración en frío o HAC. Se ubican mayoritariamente en la mitad superior del cordón de soldadura, donde se alcanzan las tensiones residuales más elevadas.

ConclusionesLos resultados indican que no se detectan fisuras en frío en la soldadura de un acero ASTM A514 Gr. B, con proceso FCAW-G y alambre E110T5-K4, cuando la temperatura de precalentamiento y entre pasadas es igual o mayor que 150

Figura 5| Microestructura y trayectoria de las fisuras observadas en probetas soldadas del acero A514 Gr.B a 25 °C y 75 °C

Probeta a 75 ºC: Optico X400

Probeta a 25 ºC: Optico X200

Probeta a 75 ºC: SEM x 2720

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°C según el ensayo Tekken, teniendo una adecuada coincidencia con los ensayos para la elaboración del PQR. No se verifica este ajuste con los valores de predicción resumidos en la Tabla 7.

Las fisuras observadas mostraron un comportamiento de propagación frecuentemente perpendicular a las bandas de martensita de la matriz del metal de soldadura (MS).

La temperatura de precalentamiento y entre pasadas óptima, según el ensayo BBT, es mayor que 25 ºC para el proceso FCAW-S. En el acero X70 a dicha temperatura (25 °C) es bastante menor ya que no han presentado fisuras. Esta diferencia se puede atribuir tanto a la composición y bajo contenido de hidrógeno difusible que tiene el consumible E91T8-G.

Los resultados de los ensayos BBT en acero X70 son comparables con los ensayos Tekken realizados con los mismos metales base y consumibles, donde se determinó una mínima temperatura de precalentamiento de 75 ºC para todos los casos analizados.

Referencias[1] H. J. Quesada. Evaluación de la susceptibilidad a la fisuración en frío en soldaduras de aceros de alta resistencia. Tesis magíster, Universidad Nacional del Comahue, 2002, pp. 1-44.

[2] N. G. Alcantara and J. H. Rogerson. A prediction diagram for hydrogen-assisted cracking in weld metal, Welding Journal, 1984, pp. 116-122-s.

[3] Welding Handbook. Welding science & technology, AWS, 2001, ninth edition, vol. 1, pp. 284-295.

[4] R. Stout. Weldability of steels, WRC, 1987, fourth edition, pp. 205-236.

[5] J. Vuik. An update of the state-of-the–art of weld metal hydrogen cracking, Welding in the World, 1993, vol. 31, Nº 5, pp. 23-32.

[6] N. Bailey, F. R. Coe, T. G. Gooch, P. H. Hart, N. Jenkins and R. J. Pargeter. Welding steels without hydrogen cracking, Abington publishing, 1990, pp. 3-14.

[7] ASM Handbook. Welding, brazing and soldering, ASM International, 1993, vol. 6, p. 416.

[8] AWS A5.29-96. Specification for low-alloy steel electrodes for flux cored arc welding. 1996.

[9] D. Codega, M. Zalazar, R. Bruna, Análisis de Soldabilidad en Chapas de Aceros API 5L X70 Y API 5L X70 HIC, Jornadas SAM/CONAMET 2005, Mar del Plata, Octubre de 2005.

[10] AWS A5.5-96. Specification for low-alloy steel electrodes for shielded metal arc welding

[11] E. P. Asta, M. Zalazar y H. J. Quesada. Efecto de la temperatura de precalentamiento en la soldabilidad de un acero ASTM A514 GR B, Jornadas SAM – CONAMET - SIMPOSIO MATERIA, 2003, trabajo Nº 0219.

[12] D. Codega, M. Zalazar, R. Bruna, Evaluación de la susceptibilidad a la fisuración en frío en soldadura multipasada, Jornadas SAM/CONAMET 2007, San Nicolás, Septiembre de 2007.

[13] Documento IIW II-1566-05, Investigation of HAC- susceptibility of multi- layer welds with the BEAD BEND TEST, 2005.

Figura 6| Temperatura de precalentamiento en función del % de fisuras en los ensayos Tekken del acero A514 Gr.B

Figura 7| Tiempos de enfriamiento t8/5 y t8/1 y probetas con y sin fisuras para el

acero A514 Gr. B

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Figura 8| Macrografía de la soldadura con fisura y micrografía SEM, probeta Tekken acero X70

Figura 9| Macrografía de la probeta de soldadura con fisuras luego del plegado, ensayo BBT acero X70

a) Fisura en metal de soldadura

b) Fisura en MS SEM X655

Tabla 8| Resultados de ensayos Tekken en el acero X70

Tabla 8| Resultados de ensayos Tekken en el acero X70

Metal Base To Electrodo Probeta t8/5 t8/1 Dureza Dureza Fisura/ No Fisura [ºC] (AWS) [s] [s] ZAC MS (F/NF) [HV10] [HV10] máx. máx.

25 E91T8-G FTN25 28 352 249 260 F

75 FTN75 28 326 225 251 NF

100 FTN100 30 598 220 258 NF

150 FTN150 31 589 218 242 NF

25 E91T8-G FTN25 24 363 198 255 F

75 FTN75 25 587 191 228 NF

100 FTN100 30 687 193 235 NF

150 FTN150 27 511 192 228 NF

Metal Base To Electrodo Probeta Fisura/ No Fisura [ºC] (AWS) (F/NF)

25 E91T8-G FBN25 NF

50 FBN50 NF

75 FBN75 NF

25 E91T8-G FBH25 NF

50 FBH50 NF

75 FBH75 NF

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CURSO DURACION PROCESO DESCRIPCION DEL CURSO E1 80 hs Electrodo Básico. revestido Soldaduradefileteenchapa E2 80 hs Electrodo Perfeccionamiento. revestido Soldadura de chapa a tope E3 80 hs Electrodo Soldadura de cañería. Posición horizontal revestido fija(5G)Progresiónascendente E4 80 hs Electrodo Soldadura de cañería. Posición a 45º revestido (6G) Progresión ascendente E5 80 hs Electrodo Soldadura de cañería. Posición horizontal revestido fija(5G)progresióndescendente.Básico T1 80 hs TIG Básico. Soldaduradefileteenchapaychapaa tope T2 80 hs TIG Perfeccionamiento. Soldadura de chapa a tope y cañería T3 80 hs TIG Soldadura de cañerías. Posición a 45º (6G)

GM1 80 hs Semiautomática Básico. MIG/MAG Soldaduradefileteenchapaychapaatope

Fundación Latinoamericana de Soldadura: Capacitación

Fundación Latinoamericana de Soldadura

Ingeniería

Especialistas en la Formación de Soldadores

Experiencia y Confiabilidad en Calificación y Certificación

Capacitación os cursos prácticos, dictados por instructores especializados, fueron concebidos en forma modular y tienen por objeto brindar a la industria argentina mano de obra especializada en la realización de uniones soldadas. Los cursos están destinados tanto a aquellos que no tienen conocimientos previos de soldadura o que cuentan con una experiencia práctica limitada, como a aquellas personas que, a partir de su experiencia práctica desean adquirir nuevas técnicas y perfeccionarse.

Estos cursos se dictan también en empresas y obradores, con la posibilidad de aunar los contenidos preestablecidos con programas especiales que respondan a necesidades específicas.

Servicios l departamento de Ingeniería y Servicios de la Fundación Latinoamericana de Soldadura (FLS) desarrolla tareas en el área de ingeniería de soldadura.

Entre los servicios ofrecidos a nuestros clientes podemos destacar: Especificación de procedimientos de soldadura Calificación de procedimientos de soldadura Calificación de soldadores y operadores de soldadura Asesoramiento especializado Análisis y/o realización de proyectos especiales Supervisión de soldadura Ensayos y estudios metalográficos

Los cursos prácticos se dictan durante todo el año en el horario de 8.00 a 12.00 h y de 13.00 a 17.00 h.Reserve su vacante con anticipación.

Cuenta con personal propio y expertos asociados que le permiten cubrir una extensa variedad de actividades.Experiencia en códigos, normas y especificaciones nacionales e internacionales. (ASME, API, AWS, IRAM, NAG, TOTAL AUSTRAL, PHILIPS, EEMMUA, SAUDI ARAMCO, etc).

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La FLS pone toda su capacidad e infraestructura a disposición de aquellos clientes que deseen contratar un servicio determinado. De esta manera su empresa puede disponer de un completo sistema de ingeniería a un costo moderado.

L

EHabilitada como ente calificador y certificador

de soldadores y operadores de

soldadura según la norma

IRAM-IAS U 500 138

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en bisagras de puerta de automóviles

EDebido a que es un alambre ER 70S-6 de acuerdo con AWS 5.18, se utiliza para las mismas aplicaciones que un alambre cobreado de dicha clasificación en soldaduras de estructuras tanto en proceso manual, automatizado y robotizado.

DesarrolloLa intención de la demostración se basó en la posibilidad de remplazar el alambre ER 70S-6 cobreado, que en el momento de la implementación se utilizaba en algunos puestos. Dicha demostración se realizaría en un sector denominado “puesto de aprendizaje”.

Una vez en marcha el alambre ARISTORODTM, se observaron las amplias ventajas y bondades del alambre en relación con el alambre cobreado ya implementado.

En base a estos resultados se decide realizar una prueba en la bisagra del vehículo, lugar donde se utiliza un alambre tubular para la soldadura de chapa electro zincada debido a los excesivos problemas de proyecciones que tienen en ese puesto de soldadura.Los componentes a soldar son los siguientes:

Material de demostración Alambre ARISTORODTM diámetro 0,9 mm provisto en rollo de 18 Kg.

Puesto de demostración Manual Equipo Semiautomático con modalidad sinérgico.La descripción de la junta se aprecia en la Fig 1.

Resumen l presente artículo muestra las ventajas operativas que ofrece el alambre OK 12.51 ARISTORODTM en la implementación dentro del segmento automotriz.Para el presente caso se comparó la performance del OK 12.51 frente a un alambre tubular diseñado para la soldadura de material electro zincado.

IntroducciónOK ARISTOROD 12.50 es una nueva generación de alambres de alta performance para la soldadura en proceso MIG-MAG. Es un alambre sin cobre con exclusiva tecnología para el tratamiento superficial desarrollada por ESAB, ASC ( Advanced Surface Characteristics Technolgy ).

Dicho tratamiento superficial brinda un equilibrio entre la forma de trefilación, terminación superficial y lubricante.

DEMOSTRACION DE SOLDADURA CON ALAMBRE ARISTORODTM

Por: Ing. Pablo Caponi, Asesor Técnico Comercial Sucursal Centro | ESAB - CONARCO

Carrocería (SAE 1010 Zn)

Bisagra (SAE 1010 Zn)

Figura 1| Descripción de la junta

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Figura 2| Diseño de junta aplicado

Figura 2 a | Soldadura realizada con alambre Tubular

Figura 2 b | Soldadura realizada con ARISTORODTM

Relevamiento de parámetrosSe tomaron los parámetros correspondientes a los que estaban soldando con alambre tubular en diámetro 1 mm y se procedió al cambio de alambre por AristoRod en diámetro 0,9 mm.

El soldador advirtió la considerable disminución de proyecciones a limpiar y un aumento en el brillo del cordón de soldadura. ResultadosSe pueden observar numerosas mejoras al remplazar el alambre tubular por el ARISTORODTM :

ProyeccionesEs notable la disminución en las cantidades y magnitudes de las proyecciones. Como así también se observa un cordón de buena terminación, buen mojado, buena transición entre metal base y metal de soldadura, limpieza y brillo (Figuras 2 a y b).

Emisión de humosSe observa una disminución considerable en la emisión de humos. Cabe aclarar que esta observación es notable debido a que el material comparado es un tubular y de por sí los alambres tubulares son generadores de humos de soldadura.

Estabilidad de arcoLa estabilidad de Arco es el factor que mas destaca al alambre ARISTORODTM en esta demostración. Dicha estabilidad permite la disminución en las proyecciones así como también conformar cordones de buen mojado y excelente terminación.

ConclusionesLa demostración es considerada exitosa debido a que se pudieron plasmar en la práctica todas las bondades del alambre ARISTORODTM definidas en la teoría.Se observa un funcionamiento óptimo del alambre en cuestión resumido en los siguientes items:

Excelente estabilidad del arco eléctrico Baja emisión de Humos Baja presencia de proyecciones. Cordones de buen conformado y terminación. Mejora en los tiempos de producción debido a un leve incremento en los parámetros de Corriente y Voltaje

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ADAPTACIÓN DEL EQUIPO ESAB ORIGO MIG 3000I QSET®

Introducción l cliente posee un equipo para la reparación de alojamientos, se requería una fuente de buenas prestaciones MIG/MAG para poder realizar el aporte, rellenando el alojamiento para su posterior mecanizado, llevándolo a la medida necesaria para insertar el eje o perno.

Se le ofreció un equipo ESAB® ORIGO MIG® 3000i TA24, el cual posee el sistema Qset®, ideal para la las reparaciones, ya que posee una excelente estabilidad de arco, manteniendo la transferencia en corto circuito aunque varie el “stick out” en superficies irregulares, en este caso que se trata de un cordón en forma circular, no es necesario que la torcha quede perfectamente centrada ( Figuras 1 y 2).

El equipo que posee el cliente es provisto por CATERPILLAR y es operado electromecánicamente. Tiene movimiento de rotación y traslación sobre su eje, de esta manera rellena de a una capa por pasada.Posterior al relleno procede a realizar el mecanizado, hasta llegar a la medida necesaria.

Observaciones y AdaptaciónSe puso en funcionamiento el equipo, con el cual hubo una serie de inconvenientes técnicos, ya que era la primera vez que el cliente realizaba este tipo de reparaciones.

El primer paso que realizaron en

E

Por: Mario Yañez, Asistente Técnico Comercial, Suc. Cuyo | ESAB - CONARCO

la reparación fue el mecanizado, aumentando el diámetro del alojamiento y dejándolo circular, para realizar posteriormente el relleno con alambre macizo ER70S-6, en diámetro de 0.9 mm.

En el procedimiento de trabajo realizaron precalentado del alojamiento llegando a un rango de temperatura de 120 ºC a 160 ºC controlados en forma permanente con uso de pirómetro ( Figura 3).

Posterior al precalentamiento, se procede al relleno de la pieza, en la primera pasada se observa un cordón uniforme y de buen aspecto, en la segunda pasada se observa que el cordón queda bien depositado solo en un cuarto del diámetro, en el resto se ve de muy mal aspecto, este proceso se realizo con alambre ER70S-6 y gas anhídrido carbónico 100 % (CO2). En consecuencia se procede a realizar un cambio en el proceso de soldadura.

Comienza a soldarse con el mismo aporte y se reemplaza el gas de protección por mezcla (argón 80 %-CO2 20 %), teniendo un mejor comportamiento en soldadura por cortocircuito. Realizaron entre dos y tres pasadas antes de realizar el alesado del alojamiento.

Al comenzar el alesado del alojamiento aparecieron los siguientes inconvenientes:

Desprendimiento de los cordones de soldadura en forma de lámina

Rotura de inserto (mecanizado)

Rotura del portaherramientas

a un equipo para el relleno y reparación en vehículos Caterpillar

Figura 1| Origo-Mig® 3000i TA24

Figura 2| Proceso de relleno

Figura 3| Control de temperatura del proceso

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Figura 5| desprendimiento los cordones de soldadura al ser mecanizados

Figura 6| insertos rotos

Figura 4| Proceso de relleno

En la Figura 5 se observa cómo se han desprendido en forma de lámina los cordones de soldadura al ser mecanizados.

En la Figura 6 se observan los insertos rotos. Una de las posibles causas del desprendimiento del cordón aportado es por la falta de fusión, la que puede deberse al empleo de baja tensión de soldadura.

Se recomendó no utilizar tensiones menores que 16 V y mantenerla en valores entre 17 V a 17,5 V sin superar dichos valores, ya que puede producir desprendimiento al momento de rellenar en la posición sobre cabeza.

Es probable que el arco de soldadura incida sobre el material base, y no sobre el cordón anterior y el material base.Se aconsejó hacer incidir el arco sobre la raíz del cordón anterior y el material base, de esta manera asegurar la fusión de lo aportado y el material base.-

La rotura de las herramientas, se debe al aporte de carbono del material base en la pileta liquida, provocando la fragilización del metal de soldadura en el enfriamiento, además de no realizarse ningún tipo de tratamiento térmico posterior a la soldadura. Esto se manifiesta con la presencia de durezas elevadas, disminuyendo a medida que se aporta mayor cantidad de pasadas.

Se le recomendó al cliente que devastara más los alojamientos, dándole mayor cantidad de cordones, entre 3 y 4 capas, explicándole que la dilución que se obtiene en la primera pasada es de 30 %, en la segunda es del 5 % y a partir de la tercera pasada se obtiene material de aporte con las características necesarias, de esta manera al comenzar el alesado del alojamiento la capa que desbasta no esta influenciada por el carbono, evitando la rotura de las herramientas.

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ESAB PROCESS CENTRE ARGENTINA

Introducción os Process Centres crean un entorno innovador donde ESAB y sus clientes pueden trabajar en conjunto en desarrollos de soluciones completas para los desafíos planteados en soldadura y corte, llevando los límites tecnológicos a nuevos niveles.

Las instalaciones y equipamiento son de vanguardia y se aplican las mejores prácticas en seguridad y medio ambiente. Para ello contamos con showrooms e instalaciones para demostraciones y capacitación.

La red global de Process Centres ha sido establecida para ayudar a nuestros clientes a mejorar sus rendimientos y operaciones diarias. Esta red de apoyo abarca todo el espectro de las

L necesidades de soldadura, desde la asistencia al cliente hasta el desarrollo de procesos, capacitaciones e ingeniería. La red global utiliza la propagación del know-how a nivel mundial dentro de ESAB para mantener los mismos niveles de servicio en todo el mundo asegurando los resultados de una solución consistente y de alta tecnología.

Funciones del Process Centre:Desarrollo de ProcesosEste equipo se focaliza en el desarrollo de procesos y aplicaciones de soldadura y corte de largo plazo.

Actualmente los procesos de soldadura y corte están lejos de ser plenamente explotados y el equipo de desarrollo de

desarrollo de procesos, asistencia técnica, capacitación y servicios de ingeniería

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procesos ESAB está constantemente buscando incrementar la eficiencia creando valor para nuestros clientes.

El desarrollo de procesos integra la oferta única e insuperable de ESAB de consumibles, equipos de soldadura, corte y automatización para crear aplicaciones con valor agregado para nuestros clientes.

CapacitaciónEl entrenamiento de soldadores es una parte fundamental de la oferta integral de ESAB. Los programas de formación están disponibles para todos los procesos de soldadura por arco y corte y pueden ser dados ya sea en el Process Centre ESAB o in situ.

Los clientes tienen la posibilidad de elegir entre los módulos programados de capacitaciones ofrecidos por el Process Centre o especificar un programa de entrenamiento a medida adaptado a sus necesidades.

Asistencia TécnicaEl equipo de Asistencia Técnica ESAB es un grupo de especialistas altamente capacitados quienes dan soporte técnico a cada cliente. Este equipo trabaja conjuntamente con el cliente para mejorar su productividad y la calidad de sus procesos de soldadura y corte.

Además, el equipo ofrece inmediato

soporte en urgencias en cualquier lugar donde el problema de soldadura comprometa la producción del cliente. Este rápido y eficiente servicio es muy valorado entre los clientes exigentes de ESAB.

Servicios de IngenieríaLos servicios de ingeniería de soldadura aseguran que nuestros productos alcanzan los estándares más altos de calidad llevando adelante los ensayos de soldadura para el amplio portafolio de productos ESAB. Los servicios de ingeniería también apoyan la investigación y desarrollo de consumibles para afrontar los futuros desafíos.

Además, este servicio ofrece a sus clientes la elaboración de procedimientos de soldadura y sus correspondientes calificaciones junto con la calificación de los soldadores en relación a los diferentes códigos y normas aplicables a construcciones soldadas.

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DEPÓSITOS FERRíTICOS DE ALTA RESISTENCIA SOLDADOS

Resumen l objetivo de este trabajo fue analizar la influencia de la composición química y los parámetros de soldadura sobre la microestructura y las propiedades mecánicas de metales de aporte puro ferríticos aleados al C-Mn-Ni-Mo y C-Mn-Ni-Mo-Cr de mediana y alta resistencia, generados con electrodos manuales, alambres tubulares soldados bajo protección gaseosa y pares fundente/alambre tubular y comparar estos resultados con los requerimientos de las normas AWS de consumibles pertinentes.

Al confeccionarse las probetas de aporte puro, se variaron la composición química de los depósitos y los parámetros de soldadura, dentro de la especificación de estas normas. Se midieron propiedades de tracción, dureza e impacto Charpy-V y se estudió la microestructura del metal depositado con microscopía óptica a fin de correlacionar las propiedades mecánicas con la evolución microestructural obtenida. De este análisis se concluyó que obtener la tenacidad requerida resultó relativamente fácil. Por el contrario, satisfacer consistentemente los requerimientos de tracción resultó ser mucho más dificultoso, demandando esto una selección rigurosa de los parámetros de soldadura a fin de obtener resultados repetibles. Por otro lado, para un dado tipo de depósito de soldadura los requerimientos a ser satisfechos difieren de acuerdo con el proceso de soldadura empleado, agregándose otra variable

a las dificultades en la satisfacción de los requerimientos de las normas involucradas.

IntroducciónEs muy conocido que partiendo de un acero del sistema C-Mn, si se desea aumentar la resistencia a la tracción, será necesario agregar a la base, elementos de aleación tales como Mn, Ni, Cr y/o Mo que permitirán dicho aumento, los que además le otorgarán al acero obtenido diferentes propiedades (Refs. 1 y 2). También se sabe que el aumento de resistencia a la tracción del metal va frecuentemente acompañado de una caída de la tenacidad, en especial a bajas temperaturas (Refs. 3 y 4). Es por esto, que cuando se intenta diseñar el depósito de este tipo de consumibles, se presta especial atención, en el punto de partida, a los factores que perjudican la tenacidad para tratar de evitarlos, raramente se piensa en las propiedades de tracción.

Las normas AWS que clasifican los consumibles para soldadura que depositan aceros ferríticos de mediana y alta resistencia aleados al C-Mn-Ni-Mo y C-Mn-Ni-Mo-Cr, son: AWS A5.5/A5.5M:2006 (Ref. 5) para electrodos manuales (SMAW), ANSI/AWS A5.29/A5.29M:2010 (Ref. 6) para alambres tubulares con relleno metálico con relleno de fundente (FCAW) y AWS A5.23/A5.27:2007-97 (Ref. 7) para pares fundente/alambre para soldadura por arco sumergido (SAW). Para clasificar los

E

Por: Estela S. Surian, N. Mabel Ramini de Rissone | Universidad Tecnológica Nacional - FRSN, Hernán G. Svoboda | U.B.A, Facultad de Ingeniería, Luis A. de Vedia | Universidad de San Martín, Inst. J. Sábato y Rodolfo Rep | Desarrollo | ESAB - CONARCO

por SMAW, MCAW, FCAW y SAW: el desafío es obtener la resistencia a la tracción

Figura 1| Influencia del calor aportado sobre la composición química (SMAW)

ALTO MEDIO BAJO

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Productos

consumibles de acuerdo con ellas, sus depósitos sin dilución deben satisfacer fundamentalmente requerimientos de composición química, de propiedades de tracción y de tenacidad al impacto Charpy-V a determinada temperatura, entre otros.

En las tablas 1 y 2 se presentan los requerimientos de composición química y propiedades mecánicas del metal de aporte puro de los consumibles utilizados en este trabajo. Se puede observar que hay varios tipos de consumibles, utilizables en distintos procesos de soldadura, que tienen requerimientos muy parecidos, lo que hace posible pensar que tendrán similares aplicaciones. Sin embargo, y como ejemplo, mientras en electrodos manuales del tipo E11018M (Ref. 5) se requieren 760 MPa mínimos de resistencia a la tracción y un rango estrecho de límite de fluencia, 680 a 760 MPa, para el alambre tubular equivalente, el E110T5-K3 (Ref. 6), se solicita sólo un mínimo de límite de fluencia, 680 MPa y un amplio rango de resistencia a la tracción, 760-900 MPa. El alargamiento requerido es distinto: para el electrodo manual 20 % y para el alambre tubular 15 % mínimos.

Por otro lado, los requerimientos de tenacidad son iguales para todos estos consumibles: 27 J mínimos en promedio y 20 J mínimos para cada valor individual, a -51ºC de temperatura de ensayo. Todo esto muestra que la situación es complicada ya que según el procedimiento de soldadura deberán satisfacerse distintos requerimientos. Es importante tener en cuenta que los electrodos manuales de este tipo responden a especificaciones militares norteamericanas especiales; lo que no es así con el resto de los consumibles estudiados.

El objetivo general de este trabajo fue analizar y comparar propiedades mecánicas obtenidas en diferentes etapas de este programa de investigación y desarrollo de consumibles realizadas por los autores, sobre las características de este tipo de depósitos. El objetivo específico fue analizar la influencia de la composición química y los parámetros de soldadura sobre la microestructura y las propiedades mecánicas sobre metal de aporte puro ferrítico de mediana y alta resistencia. Los depósitos de soldadura fueron aceros ferríticos aleados al C-Mn-Ni-Mo y C-Mn-Ni-Mo-Cr, obtenidos mediante distintos Figura 2| Influencia del gas de protección

sobre la composición química (FCAW)

Proceso Clasificación C Mn P S Si Ni Cr MoSMAW E10018M 0,10 0,75-1,7 0,030 0,030 0,60 1,40-2,10 0,35 0,25-0,50SMAW E11018M 0,10 1,30-1,80 0,030 0,030 0,60 1,25-2,50 0,40 0,25-0,50SMAW E12018M 0,10 1,30-2,25 0,030 0,030 0,60 1,75-2,50 0,30-1,50 0,30-0,55FCAW E91T5-K2 E101T5-K3 0,15 0,50-1,75 0,03 0,03 0,80 1,25-2,60 0,15 0,35FCAW E111T5-K3 0.15 0,75-2,25 0,03 0,03 0,80 1,25-2,60 0,15 0,25-0,65FCAW E120T5-K4 0,15 1,20-2,25 0,03 0,03 0,80 1,75-2,60 0,20-0,60 0,20-0,65SAW F9/F10/11/12A6 ECM2-M2 0,10 0,90-1,80 0,030 0,040 0,80 1,40-2,10 0,35 0,25-0,65Valores únicos son máximos

Tabla 1 | Requerimientos de composición química del metal de aporte puro según las correspondientes normas AWS: SMAW: A5.5-81 y A5,5-96; FCAW: A5.29-98 y A5.29/A5.29M:2005; SAW: A5.23-97

Proceso Clasificación RT(MPa) LF(MPa) A(%) Ch-Va–51ºC SMAW E10018M 690 610-690 20 27 SMAW E11018M 760 680-760 20 27 SMAW E12018M 830 745-830 18 27 FCAW E91T5-K2 620-760 540 17 27 FCAW E101T5-K3 690-830 610 16 27 FCAW E111T5-K3 760-900 680 15 27 FCAW E120T5-K4 830-970 750 14 27 SAW F9A6-ECM2-M2 620-760 540 17 27 SAW F10A6-ECM2-M2 690-830 610 16 27 SAW F11A6-ECM2-M2 760-900 680 15* 27 SAW F12A6-ECM2-M2 830-970 750 14* 27Valores únicos son mínimos; RT: resistencia a la tracción; LF: límite de fluencia; A: alargamiento; Ch-V: impacto Charpy-V.* el alargamiento puede ser reducido en 1% para ambas clasificaciones, si se encuentran en el 25% superior del rango requerido

Tabla 2 | Requerimientos de propiedades mecánicas del metal de aporte puro según las correspondientes normas AWS

N º 1 3 3 2 0 1 028

Productos

consumibles: electrodos manuales revestidos, alambres tubulares con rellenos metálicos y minerales para soldadura semiautomática bajo gas y pares fundente/alambre para soldadura por arco sumergido.

El propósito detrás de este estudio fue la identificación de las dificultades para satisfacer los requerimientos de propiedades mecánicas de las respectivas normas AWS, dado que contrario a la percepción general, obtener los niveles adecuados de propiedades de tracción resulta en general más difícil que los de impacto Charpy-V, debido a las restricciones impuestas por las normas al límite de fluencia y en alguna magnitud a los parámetros usables para la confección de las probetas de aporte puro.

Procedimiento experimentalConsumibles utilizados: Los consumibles de soldadura utilizados fueron: electrodos manuales comerciales (SMAW) de los tipos ANSI/AWS A5.5-81 (Ref. 8) E10018M, E11018M y E12018M, alambres tubulares de los tipos ANSI/AWS A5.29-98 (Ref. 9) E91T5-K2/E101T5-K3, E111T5-K3 y E120T5-K4 y pares fundente/alambre (SAW) tipos ANSI/AWS A5.23-97 (Ref. 10) F9 / F10 / F11 y F12A6-ECM2-M2 con un fundente básico de Índice de Basicidad = 2,5, según Boniszewski (Ref. 11).

Se soldaron probetas de aporte puro en posición plana, variando los parámetros de soldadura, pero siempre dentro de los requerimientos de las normas AWS pertinentes. Para este trabajo se soldaron específicamente las probetas de SAW,

Figura 3| Influencia del calor aportado sobre la zona recalentada

Figura 4| Ferrita acicular vs. carbono equivalente

Figura 5| Ancho de grano austenítico primario vs. carbono equivalente

a) ALTO MEDIO BAJO

b) ALTO CA BAJO CA

Muestra Gas de Temperatura Número Total pasadas Corriente Tensión Velocidad Calor protección de entrepasada de /N° de capas soldadura aportado ºC pasadas por capa A V mm/s kJ/mm

E10018M h -- 107 2 14/7 185 25 2,2 2,1 E10018M m -- 101 2 16/8 160 24 2,3 1,7 E10018M c -- 93 2 16/8 140 22 2,4 1,3 E11018M h -- 107 2 14/7 180 25 2,0 2,2 E11018M m -- 101 2 16/8 160 24 1,9 2,0 E11018M c -- 93 2 16/8 140 23 2,0 1,6 E12018M h -- 107 2 14/7 180 23 2,0 2,1 E12018M m -- 101 2 16/8 160 23 2,3 1,6 E12018M c -- 93 2 17/9 130 22 2,4 1,2 AWS req, -- 107 to 93 2 NS /7 to 9 NS NS NS NS FaC2 CO2 140-150 2 12/6 238 29 3,6 2 FaC3 CO2 140-150 3 18/6 193 26 4,1 1,5 FaA2 Ar/CO2 140-150 2 12/6 234 28 3,4 2,2 FaA3 Ar/CO2 140-150 3 18/6 197 25 4,6 1,2 FbC2 CO2 140-150 2 12/6 265 27 4,1 1,9 FbC3 CO2 140-150 3 18/6 241 26 6,4 1,1 FbA2 Ar/CO2 140-150 2 12/6 260 27 4 1,9 FbA3 Ar/CO2 140-150 3 12/6 235 26 5,6 1,2 F1C3 CO2 150 3 18/6 150 25 2,9 1,3 F1C2 CO2 150 2 12/6 150 25 1,9 2,0 F2C3 CO2 150 3 12/6 230 27 6,2 1,0 AWS req, 150 2 ó 3 NE/ 5 to 8 NE NE NE NE wire P3 – -- 150 2 17 / 8 450 29 7 1,86 D009 wire P4 – -- 150 2 15 / 7 450 29 7 1,86 D010 wire P4 - -- 100 2 17 / 8 450 29 7 1,86 D012 wire P14 - -- 150 2 15 / 7 450 29 7 1,86 D011 wire P18 - -- 150 2 15 / 7 450 29 7 1,86 D018 wire P18 - -- 135 2 and 3 22 / 8 450 29 8,3 1,60 D020 wire P20 - -- 150 2 15 / 7 450 29,5 7 1,90 D014 AWS req, -- 150 +/- 15 2 or 3 NE/5 to 8 450 +/- 25 30 +/- 1 6,0 +/- 0,5 NE

c: fría; m: media; h: caliente, Las chapas fueron enmantecadas con el electrodo a ensayar y punteadas para evitar desformación. FCAW: stickout de 20 mm; flujo de gas: 20L/min; SAW: todos los alambres en diámetro 3,2 mm

Tabla 3 |Identificaciónyparámetrosdesoldadurausadosentodaslasprobetasdeaportepuro

N º 1 3 3 2 0 1 0 29

Productos

utilizándose para la discusión los datos obtenidos en los trabajos previos realizados con todos los electrodos manuales (Refs. 12 y 13) y con los alambres tubulares (Ref. 14-16).

Soldaduras: SMAW: con cada uno de los consumibles mencionados se soldaron 3 probetas de aporte puro (fría, media y caliente, con 1,2-1,5 kJ/mm; 1,6-2,0 kJ/mm y 2,0-2,2 kJ/mm de calor aportado, respectivamente) variando los parámetros de soldadura, dentro de lo permitido por la norma correspondiente, según la Tabla 3. Identificación: E10018M f, m, c; E11018-M f, m, c y E12018M f, m, c.

FCAW: con cada uno de los consumibles se soldaron probetas variando el tipo de gas de protección (CO2 100 % y Ar 80 % / CO2 20 %) y el número de pasadas por capa (2 ó 3), según Tabla 3. Identificación: con alambre Fa, muestras FaC2, FaC3, FaA2 y FaA3; con alambre Fb, muestras FbC2, FbC3, FbA2 y FbA3; con alambre F1, muestras F1C3 y F1C2 y con alambre F2, sólo muestra F2C3. C indica protección de CO2 y A de 80 % Ar / 20 % CO2; los números que siguen a estas siglas indican el número de pasadas por capa (Tabla 3).

SAW: con 4 alambres de diferente composición química de diámetro 3,2 mm, se soldaron 6 probetas variando la temperatura de entrepasadas en un caso, todas en combinación con el fundente básico ya mencionado, (Tabla 3).

Estudio metalográfico: Precisamente, debido al hecho de haber realizado los estudios en diferentes etapas, la metodología empleada para el análisis microestructural fue diferente. En el caso de los electrodos manuales, para la identificación de los microconstituyentes de la zona columnar, se empleó el método utilizado por Evans en sus primeros trabajos sobre el sistema C-Mn (E7018) (Refs. 17 y 18), en el que se identificaron los siguientes 3 componentes: ferrita acicular [AF], componentes lamelares [LC] y ferrita primaria [PF]. En el resto de las muestras se identificaron: AF, ferrita con segundas

fases no alineadas [FS(NA)], ferrita con segundas fases alineadas [FS(A)], ferrita poligonal intragranular [PF(I)] y ferrita primaria en borde de grano [PF(G)], de acuerdo con el documento IIW IX-15332-88 (Ref. 19). El estudio se realizó en la sección transversal (ataque con Nital 2 %), en la zona columnar del último cordón y en las zonas afectadas por el calor de granos fino y grueso como se describe en la Ref. 19. Los porcentajes de las zonas recalentadas fueron medidas a 500X en la zona de entalla Charpy-V, Figura 1. El ancho de grano columnar (el ancho del grano austenítico primario-PAGW) se midió en el último cordón de las muestras a 100X. Para cuantificar los microconstituyentes de la zona columnar se tomaron 10 campos de 100 puntos cada uno en la zona columnar a 500X.

Propiedades mecánicas: Después del radiografiado de cada probeta de aporte puro se mecanizaron una probeta de tracción AWS para los casos de SMAW, F1CAW, F2CW y SAW y probetas Minitrac (Ref. 20) (longitud total 55 mm y longitud calibrada 25 mm) para FaCAW y FbCAW, un corte transversal para el estudio metalográfico, el análisis químico y la medición de dureza Vickers a lo largo de la zona de ubicación de la entalla de la probeta Charpy-V y cinco probetas de impacto Charpy-V sólo para ensayar a -51 ºC.

Las propiedades de tracción se midieron en el estado como soldado y a temperatura ambiente, después de someter las probetas a tratamiento de deshidrogenación a 100 ºC durante 24 horas. La tenacidad se midió en el estado como soldado.

Resultados y discusiónComposición química: La Tabla 4 muestra la composición química obtenida de todas las probetas de metal de aporte puro soldadas para la medición de las propiedades mecánicas.

Se puede observar que:SMAW: todos los requerimientos químicos se satisficieron para todas las Figura 6| Zona columnar del último cordón para

diferentes procesos de soldadura (500X)

N º 1 3 3 2 0 1 030

Productos

condiciones de soldadura. Se observa en la Figura 2 que se obtuvieron valores mayores de C, Mn y Si a medida que disminuyó el calor aportado y que los tenores de oxígeno y nitrógeno bajaron cuando bajó el calor aportado, efectos encontrados previamente (Refs. 21 y 22). Esta tendencia podría ser sólo aparente debido a que las diferencias entre los valores obtenidos estuvieron dentro del error del método (alrededor del 5%), aunque las variaciones sistemáticas encontradas difícilmente podrían ser atribuidas a este error.

FaCAW y FbCAW: la Figura 3 muestra que para ambos alambres los valores de Mn y Si aumentaron cuando se soldó bajo mezcla gaseosa, con respecto a las soldaduras bajo CO2. Los valores de oxígeno fueron mayores cuando se soldó bajo CO2 para el alambre

Fa y similares para el alambre Fb. La composición química del depósito del alambre Fa satisfizo los requerimientos de la clasificación E101T5-K3 pero tuvo Mo en exceso para la E91T5-K2. En el caso del alambre Fb, se satisficieron los requerimientos de la clasificación E111T5-K3 excepto para el Mo que estuvo por encima del máximo requerido.

F1CAW y F2CAW: en las tres probetas se satisficieron los requerimientos de la norma. Los valores de oxígeno determinados fueron similares a los obtenidos en los depósitos de electrodos manuales E11018M y E12018M (estos consumibles tienen escoria básica) y bastante menores que los medidos en los depósitos provenientes de los alambres Fa y Fb. Los valores de N fueron sorprendentemente altos, no

Figura 7| Influencia del calor aportado sobre la resistencia a la tracción (σR), el límite de fluencia (σF) y la dureza

(HV). (SMAW)

ALTO MEDIO BAJO

C Mn P S Si Ni Cr Mo O N C Eq.

E10018M h 0,042 1,34 0,025 0,013 0,34 1,90 0,08 0,38 552 129 0,48 E10018M m 0,041 1,45 0,028 0,013 0,40 1,97 0,08 0,40 538 120 0,51 E10018M c 0,056 1,49 0,029 0,013 0,40 1,97 0,09 0,40 511 87 0,53 Req, AWS 0,10 0,75-1,70 0,030 0,030 0,60 1,40-2,10 0,35 0,25-0,50 NS NS E11018M h 0,040 1,58 0,015 0,007 0,44 1,94 0,30 0,33 360 86 0,56 E11018M m 0,042 1,63 0,016 0,007 0,48 1,97 0,31 0,35 321 84 0,58 E11018M c 0,045 1,68 0,016 0,008 0,54 1,98 0,31 0,34 315 71 0,59 Req, AWS 0,10 1,30-1,80 0,030 0,030 0,60 1,25-2,50 0,40 0,25-0,50 NS NS E12018M h 0,043 1,56 0,022 0,016 0,43 2,25 0,45 0,43 377 98 0,63 E12018M m 0,048 1,62 0,018 0,013 0,45 2,20 0,43 0,42 349 95 0,63 E12018M c 0,051 1,68 0,020 0,012 0,46 2,13 0,46 0,40 314 87 0,65 Req, AWS 0,10 1,30-2,25 0,030 0,030 0,60 1,75-2,50 0,30-1,50 0,30-0,55 NS NS FaC2 0,043 1,26 0,010 0,009 0,31 1,86 0,04 0,45 693 31 0,48 FaC3 0,035 1,14 0,010 0,009 0,27 1,90 0,04 0,45 755 28 0,45 FaA2 0,063 1,43 0,010 0,009 0,40 1,79 0,04 0,42 558 40 0,51 FaA3 0,048 1,47 0,010 0,009 0,43 1,79 0,04 0,44 573 26 0,51 FbC2 0,049 1,62 0,010 0,012 0,38 2,17 0,04 0,71 707 73 0,61 FbC3 0,047 1,66 0,010 0,012 0,41 2,17 0,04 0,73 715 65 0,62 FbA2 0,052 1,81 0,010 0,012 0,47 2,13 0,04 0,70 734 63 0,64 FbA3 0,047 1,76 0,010 0,011 0,45 2,16 0,03 0,71 716 58 0,63 E91T5-K2 req 0,15 0,50-1,75 0,03 0,03 0,80 1,25-2,60 0,15 0,35 NS NS E101T5K3/ E111T5-K3 req 0,15 0,75-2,25 0,03 0,03 0,80 1,25-2,60 0,15 0,25-0,65 NS NS F1C3 0,058 1,80 0,021 0,009 0,49 2,43 0,53 0,48 376 127 0,72 F1C2 0,054 1,64 0,020 0,009 0,40 2,38 0,53 0,47 398 132 0,69 F2C3 0,066 1,86 0,021 0,009 0,56 2,37 0,53 0,47 419 152 0,73 E120T5-K4 req 0,15 1,20-2,25 0,03 0,03 0,80 1,75-2,60 0,20-0,60 0,30-0,65 NS NS D009 0,07 1,63 0,015 0,011 0,18 1,67 0,06 0,52 * * 0,57 D011 0,05 1,66 0,016 0,012 0,16 1,83 0,21 0,47 360 80 0,58 D012 0,07 1,67 0,017 0,009 0,29 1,89 0,18 0,56 340 70 0,62 D010 0,06 1,66 0,016 0,010 0,29 1,89 0,18 0,53 350 90 0,60 D018 0,10 1,74 0,022 0,008 0,37 1,79 0,20 0,52 * * 0,65 D020 0,09 1,73 0,023 0,008 0,37 1,80 0,19 0,54 * * 0,64 D014 0,08 1,86 0,018 0,011 0,43 2,04 0,21 0,54 * * 0,68 F9/10/11/12A6 0,10 0,9-1,8 0,030 0,040 0,80 1,4-2,1 0,35 0,25-0,65 NS NS -ECM2-M2 req En todos los casos Sn, As, Sb, Co, Nb y Al fueron menores de 0,01 wt,%, * sin datos

Tabla 4 | Composición química de los metales de aporte puro de todos los consumibles (todosloselementosexpresadosenwt%,sóloOyNenppm)

N º 1 3 3 2 0 1 0 31

Productos

teniendo los autores explicación para este hecho (Tabla 4).

SAW: la Tabla 4 muestra que en todos los casos se cumplió con los requerimientos químicos de todas las normas, que son los mismos porque se construyen con el mismo alambre, M2 en este caso. Los ensayos realizados se clasificaron de la siguiente forma, de acuerdo con la composición química:

a) sin Cr, bajo C, medio Mn: D009b) con Cr, bajo C, medio Mn: D010, D011, D012 c) con Cr, medio C, medio Mn: D018 y D020d) con Cr, medio C, alto Mn: D014.Los valores de oxígeno fueron similares a los obtenidos en los depósitos de electrodos manuales E11018M y E12018M y en los correspondientes a los alambres F1 y F2.

Estudio metalográfico: SMAW: La Tabla 5A y la Figura 4A muestran que con el aumento del calor aportado se produjo un incremento del porcentaje de zona recalentada a expensas de la columnar y en la zona columnar aumentó el PAGW (en los casos en que fue posible medirlo, E10018M y E11018M; para el electrodo E12018M no se midió debido a la casi desaparición de la ferrita en borde de grano) y de los volúmenes de ferrita acicular y de ferrita

con segundas fases a expensas de la ferrita primaria. Efectos previamente encontrados por Evans (Ref. 17).

Se puede ver que los valores de AF fueron mucho mayores que los detectados en depósitos similares obtenidos con otros procesos de soldadura; es posible que la medición de la AF por esta metodología, incluyera también a la FS(NA). Los resultados de las determinaciones hechas sobre dos de los depósitos de electrodos manuales con las dos metodologías, se presentan en la Tabla 5B. Se observa que cuando la FS(A) y la FS(NA) fueron discriminadas los niveles de AF se redujeron a porcentajes detectados por el método del IIW (Ref. 19), en los depósitos obtenidos por FCAW y SAW.

FaCAW y FbCAW: En la Tabla 6 y la Figura 4B se ve que en forma similar a lo sucedido con los electrodos manuales, a mayor calor aportado, hubo mayor porcentaje de zona recalentada y en la zona columnar se detectó un aumento del PAGW para el alambre Fa, dado que para el otro, no pudo medirse por la desaparición de la ferrita en borde de grano. Los valores obtenidos para el tamaño de PAGW fueron del orden del medido en las probetas E10018M de similar contenido de oxígeno. Bajo mezcla gaseosa con el alambre Fa se determinaron los valores más altos de

Figura 8| Influencia del calor aportado sobre la la resistencia a la tracción (σR), el límite de fluencia (σF) y la dureza (HV). (FCAW)

Figura 9| Influencia del carbono equivalente (Ceq) sobre la resistencia a la tracción (σR), el límite de fluencia (σF) y la dureza (HV).

Electrodo Calor aportado ZC ZAC PAGW AF LC PF (kJ/mm) (%) (%) (m) (%) (%) (%)E10018M h 2,1 25 75 140 62 20 18 E10018M m 1,7 42 58 125 58 16 26E10018M c 1,3 55 45 110 56 14 30E11018M h 2,2 18 82 216 74 20 6E11018M m 2,0 25 75 189 72 19 9E11018M c 1,6 42 58 159 66 17 17E12018M h 2,1 36 64 (*) 64 26 10E12018M m 1,6 45 55 (*) 62 25 13E12018M c 1,2 50 50 (*) 59 22 19 (*) no fue posible realizar esta medición por la desaparición de las venas de ferrita primaria. | CZ: zona columnar; ZAC: zona afectada por al calor; PAGW: ancho de grano austeníticos primario | Microconstituyentes de la ZC: AF: ferrita acicular; PF: ferrita primaria; LC: componentes lamelares

Tabla 5a |Resultadosdelosestudiosmetalográficos,realizadosdeacuerdoconlametodologíausadapor Evans (Refs. 13 y 14)

Nuevos resultados (Ref. 15) Resultados prévios (Refs. 13 y 14)Electrodo AF PF(G) PF(I) FS(A) FS(NA) AF LC PF E11018M m 36 8 15 2 39 72 19 9E12018M m 36 13 14 3 34 62 25 13AF: ferrita acicular; PF(G): ferrita en borde de grano; PF(I): ferrita poligonal intragranular ; FS(A): ferrita con segundas fases alineadas; FS(NA): ferrita com segundas fases no alineadas; LC:componentes lamelares; PF: ferrita primaria

Tabla 5b | Resultadosdeestudiosmetalográficosrealizadosconlasdosmetodologías,sobrelasmismasmuestras

N º 1 3 3 2 0 1 032

Productos

AF y los menores de FS; bajo CO2 los valores obtenidos de AF fueron bastante menores. En cambio para el alambre Fb bajo ambos gases, los volúmenes de AF fueron similares. En todas las probetas el componente principal fue la FS(NA) o la FS(A).

La diferencia que se encontró entre la microestructura de los depósitos provenientes de electrodos manuales y alambres tubulares pudo ser debida a la diferencia del nivel de oxígeno del mismo, que es bastante mayor en el caso de los tubulares. Es conocido el incremento de ferrita acicular cuando baja el oxígeno, en el rango de este elemento encontrado en estos depósitos (Refs. 23-25).

F1CAW y F2CAW: La Tabla 6 muestra que la probeta F2C3 (con bajo calor aportado obtenido con alta intensidad y alta velocidad de soldadura) presentó mayor zona columnar que la F1C3 (con bajo calor aportado y baja corriente de soldadura) y que la F1C2 (con alto calor aportado alcanzado con baja velocidad de soldadura). No se detectó efecto importante entre F1C3 y F1C2 debido a la diferencia en calor aportado. El PAGW fue medido sólo en la muestra F1C3 (por la desaparición de las venas de ferrita en F2C3 y F1C2) y se vio que fue del mismo orden del medido en los depósitos soldados por SAW con similar nivel de oxígeno.La ferrita con segundas fases fue el

componente mayor en los depósitos de los 3 alambres tubulares, debido seguramente a los altos contenidos de Cr y Mo (Refs. 26 y 27), presentándose sólo alrededor del 20 % de AF.

SAW: En la Tabla 6 se ve que los porcentajes de zona columnar no mostraron relación alguna con los parámetros de soldadura. Para la probeta D009, con bajos contenidos de C, Mn, Ni y sin agregado de Cr, los valores de AF fueron muy bajos y con el mayor contenido de PF(G). Las probetas D011, D012 y D010, con agregado de Cr y bajo contenido de C, presentaron valores intermedios de AF y PF(G). Los mayores valores de AF y menores PF(G) correspondieron a las probetas D018, D020 y D014 que contenían los mayores niveles de C, de acuerdo con lo encontrado previamente (Refs. 26, 28 y 29). Como tendencia general, a medida que aumentó el C equivalente (Ceq) hubo un incremento de la AF (Figura 5) y una disminución del PAGW (Figura 6), probablemente debido a los efectos simultáneos del C, Mn y Cr (Refs. 16, 28-31). En la probeta D020, soldada con bajo calor aportado, se midieron los mayores valores de FS(NA) y el menor PAGW, debido a que la mayor velocidad de enfriamiento limitó su crecimiento.

La Figura 7 presenta la microestructura de la zona columnar (ZC) del último cordón de depósitos obtenidos con

Electrodo Calor CZ RZ PAGW AF FS(A) FS(NA) Total PF (G) PF(I) Total aportado (kJ/mm) (%) (%) (m) (%) (%) (%) FS(%) (%) (%) PF(%)

(*) no fue posible realizar esta medición por la desaparición de las venas de ferrita primaria | CZ: zona columnar; ZAC: zona afectada por al calor; PAGW: ancho de grano austeníticos primario | AF: ferrita acicular; PF(G): ferrita en borde de grano; PF(I): ferrita poligonal intragranular ; FS(A): ferrita con segundas fases alineadas; FS(NA): ferrita com segundas fases no alineadas; LC:componentes lamelares; PF: ferrita primaria

Tabla 6 | ResultadosdelosestudiosmetalográficosrealizadosdeacuerdoconelIIWDoc,IX-1533-88(Ref.19)

2,01,52,21,21,91,11,91,21,32,01,0

1,861,861,861,861,861,601,90

FaC2FaC3FaA2FaA3FbC2FbC3FbA2FbA3F1C3F1C2F2C3D009D011D012D010D018D020D014

546273555877587050477080514039305240

463827454223423050533020496061704860

10797

120103

(*)(*)(*)(*)46(*)(*)89846987423646

10797

120103

(*)(*)(*)(*)46(*)(*)89846987423646

157

453726231621239

297

141918463241

315263402888

11262313429

533728314856758063735336423643375038

565230375160558271816147685956415247

223613125301

37121316325

75

12141814

916

969

101014

7

N º 1 3 3 2 0 1 0 33

Productos

diferentes procesos de soldadura.

Propiedades de tracción y dureza: La tabla 7 presenta las propiedades de tracción obtenidas con todos los procesos de soldadura.

SMAW: La figura 8 muestra que para los tres electrodos, a medida que aumentó el calor aportado disminuyeron los valores de dureza, tracción (RT) y fluencia (LF), en concordancia con el análisis químico, como se esperaba (Ref. 21). En todas las probetas se obtuvieron valores de alargamiento por arriba del mínimo requerido.

En el caso del E10018M, todos los requerimientos de tracción y fluencia fueron satisfechos con las tres probetas, es decir que con esta variación de calor aportado, o sea de procedimiento de soldadura, la variación en propiedades de

tracción estuvo dentro de lo requerido.

Para el electrodo E11018M, en cambio, en la probeta caliente no se alcanzaron los mínimos requeridos de RT y LF y en la probeta fría se superó el máximo de LF. Sólo con la probeta intermedia fue posible estar dentro de la especificación de la norma. Con el electrodo E12018M, la probeta caliente no llegó al mínimo de RT y la fría superó el máximo de LF, otra vez, sólo la intermedia cumplió los requerimientos.

Estos resultados indican que los metales depositados por los dos últimos electrodos fueron muy sensibles al calor aportado, que en este caso se modificó fundamentalmente con la variación de intensidad de corriente, en forma muy leve (Ver tabla 3). Debe notarse que hubo un rango estrecho de calor aportado en el que se satisficieron los requerimientos

Electrodo Calor RT LF A Ch-V Dureza Total aportado a -51 °C promedio kJ/mm MPa MPa % J HV10

RT: Resistencia a la tracción; LF: límite de fluencia; A: alargamiento; Ch-V: impacto Charpy-V; NE: no especificado

Tabla 7 | Resultados de propiedades mecánicas del metal de aporte puro

E10018M hE10018M mE10018M creq. AWS E11018M hE11018M mE11018M creq. AWS E12018M hE12018M mE12018M creq. AWS FaC2FaC3FaA2FaA3req. E91T5-K2 req. E101T5-K3 FbC2FbC3FbA2FbA3req. E111T5-K3 F1C3F1C2F2C3req. E120T5-K4D009D011D012D010D018D020D014req. F9A6-ECM2-M2 req. F10A6-ECM2-M2 req. F11A6-ECM2-M2 req. F12A6-ECM2-M2

2,11,71,3NE2,22,01,6NE2,11,61,2NE2,01,52,21,2NENE1,91,11,91,2NE1,32,01,0NE

1,861,861,861,861,861,601,90

NENENENE

724760766

690 mín.734764810

760 mín.796845895

830 mín.661625699699

620-760690-830

812801866815

760-900903856891

830-970680715810735827735757

620-760690-830760-900830-970

632660665

610-690669715770

680-760754814866

745-830492502503587

540 mín.610 mín.

594695619739

680 mín.879813854

750 mín.615647749655734

--586

540 mín.610 mín.680 mín.750 mín.

23,422,822,0

20 mín.23,123,621,6

20 mín.20,719,719,0

18 mín.28202021

17 mín.16 mín.

18,818,817,218,4

15 mín.192018

14mín.2324

23,42523

5,2NO

17 mín.16 mín.15 mín.14 mín.

535673

27 mín.556045

27 mín.555054

27 mín.74478359

27 mín.27 mín.

61445464

27 mín.593931

27 mín.7160

10199667984

27 mín.27 mín.27 mín.27 mín.

234246251NE

255264275NE

281289297NE

221219239248NENE

274283284293NE

309298341NE

262265292258295310305NENENENE

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Productos

de propiedades de tracción.

Estas variaciones en el calor aportado influyeron en el desarrollo microestructural, afectando mayormente la fracción de zona afectada por el calor (ZAC) y el PAGW. El nivel de dureza en la ZAC fue menor que en la ZC, como se observó previamente (Ref. 21). Este hecho podría explicar la reducción en RT y LF a medida que aumentó el calor aportado. El rango de amperaje utilizado (entre 140 y 180 A) está dentro del habitualmente empleado con este tipo de electrodos en diámetro 4 mm y aún es menor que el indicado en la Table A3 del Appendix de la correspondiente Norma AWS (Ref. 1), que es 135-185 A. Por consiguiente si se soldaran las probetas usando los extremos de este rango se obtendrían aún mayores diferencias entre las propiedades de tracción y sería aún más difícil cumplir con la norma.

FaCAW y FbCAW: En la Figura 9 se observa que para ambos alambres, la RT, el LF y la dureza bajaron con la protección de CO2, respecto de la mezcla de gases, en concordancia con la composición química. Todas las probetas satisficieron los requerimientos de alargamiento. Sin embargo, para los dos alambres, Fa y Fb, sólo con calor aportado de 1,2 kJ/mm o menor, se alcanzaron los requerimientos de las clasificaciones E91T5-K2 y E111T5-K3, respectivamente. En el caso del último alambre, la dureza en la ZC fue mayor que en ZAC. La mayor proporción de ZC y el probablemente menor PAGW podrían explicar el incremento en el límite de fluencia para estas muestras. Con el alambre Fa, bajo protección de Ar/CO2 y con tres pasadas por capa, se satisficieron los requerimientos de la clasificación E91T5-K2 (pero no los de composición química, dado que el contenido de Mo superó el máximo requerido). La probeta soldada con dos pasadas por capa bajo el mismo gas no cumplió el requerimiento de LF. Por otro lado, ningún depósito llegó a los requerimientos de E101T5-K3, del cual cumplió con la composición química.

Estos depósitos mostraron una razonable variación en las propiedades de tracción

(625 a 699 MPa) pero una amplia en las de fluencia (492 a 587 MPa) lo que impediría el cumplimiento del estrecho rango de fluencia especificado para el electrodo manual equivalente (E10018M), que lo satisfizo, en este estudio. En el caso de este alambre, si se deseara subir la resistencia sin estar fuera de norma con el Mo o dejando éste tal como está, tratar de satisfacer los requerimientos del E101T5-K3, se podría aumentar el Mn pero, como éste no se aporta sólo con el relleno, dado que el fleje con que se elabora el tubular también tiene Mn, se corre el riesgo de pasarse de la norma (1,75 % máximo) pudiéndose también empobrecer la tenacidad.

Con el alambre Fb ocurre algo similar: se cumplieron los requerimientos de tracción de la clasificación E111T5-K3 (pero no los de composición química, Mo excedido) con las probetas soldadas bajo ambos gases con tres pasadas por capa, en las que las RT fueron menores pero los LF mayores y superaron el mínimo requerido. Los rangos de tracción, con el cambio de calor aportado fueron razonables (801 a 866 MPa) pero los de fluencia fueron altos (594 a 739 MPa); este consumible no hubiera satisfecho el rango de fluencia del electrodo manual equivalente: 80 MPa para el E11018M (Tabla 2).

F1CAW y F2CAW: Los 3 depósitos obtenidos con estos alambres satisficieron los requerimientos de tracción de la clasificación E120T5-K4. La composición química estuvo cerca de los límites superiores de la norma, lo que es al menos potencialmente peligroso tomando en consideración las variaciones usuales que se generan en la fabricación de consumibles. Los valores de dureza fueron los mayores obtenidos tomando en cuenta todos los procesos, en correlación con los de tracción.

SAW: La probeta D009 no alcanzó a satisfacer los requerimientos de tracción de ninguna de las dos clasificaciones: F10A6-ECM2-M2 y F11A6-ECM2-M2, la aleación no fue suficiente para este procedimiento. Cumpliría los requerimientos de un F9A6-ECM2-M2 de resistencia a la tracción 620

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Productos

a 760 MPa y límite de fluencia 540 MPa mínimos.

D011 no satisfizo los requerimientos de la clasificación F11 pero sí los de la F10, lo que certificó la necesidad del agregado de Cr para levantar la resistencia. Pero, con el mismo alambre y bajando la temperatura de entrepasadas a igual calor aportado, probeta D012, se satisficieron los requerimientos de F11. Se confirmó que con menor temperatura de entrepasadas se obtienen valores mayores de tracción, como se encontró previamente (Ref. 32)D010, de composición química similar a la D011 pero con mayores Si y Mo, dio resultados similares pero algo mayores los valores de tracción y fluencia.

Es con la muestra D018, con mayor C y con el mismo Cr que se satisficieron los requerimientos F11 cómodamente, es decir fue necesario levantar la resistencia con el agregado de C. Cuando con este mismo alambre se soldó una probeta con menor calor aportado, D020, la tracción rompió mal y los resultados se descartaron. Con el alambre con mayor Mn, la probeta D014 fracasó en el ensayo de tracción porque rompió sobre una inclusión de escoria, nuevamente los resultados se descartaron (no así los de impacto en ninguna de las dos últimas probetas fallidas).

Con estos resultados se puede ver cómo la aleación creciente va aumentando la resistencia, como era de esperarse, llegándose a un nivel de aleación cercano a los límites superiores de la especificación del alambre M2 (ver Tabla 4) con lo que no queda mucho fuelle para aumentar la resistencia. En estos depósitos se observó también la gran sensibilidad al procedimiento de soldadura que tienen estos materiales.

A medida que aumentó la tracción, la dureza aumentó; los mayores valores de esta última propiedad se midieron en las probetas que fallaron en el ensayo de tracción. Para todos los procesos, a medida que el IIW Ceq (Ref. 33) aumentó, se incrementaron la dureza, la resistencia a la tracción y el límite de fluencia, Figura 10.

En todos los casos se satisficieron

los valores mínimos de alargamiento requeridos por las respectivas normas (salvo en los casos en que la probeta tuvo algún defecto de escoria incluida, etc.)

Propiedades de impacto Charpy-V: La tabla 7 presenta los resultados de las propiedades de impacto Charpy-V a -51 ºC, temperatura fijada por la correspondiente norma para todos los procesos considerados en este trabajo.

SMAW: En todos los casos se satisficieron cómodamente los requerimientos, en cualquiera de las condiciones de procedimiento probado. Valores muy buenos de tenacidad fueron encontrados por los autores en estudios previos realizados en este sistema en los que se estudiaron los efectos de la variación de Mn (Ref. 28), C (Ref. 31), Cr para dos valores de Mn (Ref. 30) y Mo para dos niveles de Mn (Ref. 34), donde se observó que el Mn podría incrementarse hasta 1,7 %, el C hasta 0,10 %, el Cr hasta 0,5 % y el Mo hasta 0,5 % sin comprometer a la tenacidad, por supuesto, no simultáneamente.

FaCAW y FbCAW: Todas las probetas soldadas con estos consumibles satisficieron holgadamente los requerimientos de impacto; no hubo ni un valor por debajo de los 27 J mínimos requeridos, registrándose el menor promedio para el alambre Fb en 44 J, bajo la protección de CO2 y con tres pasadas por capa.

F1CAW y F2CAW: Las 3 probetas soldadas cumplieron con los requerimientos de la norma, aún con valores tan altos de resistencia y de nitrógeno como los obtenidos. El valor menor medido a -51 ºC fue de 27 J para la muestra F2C3: este resultado podría estar relacionado con los mayores valores de dureza y de porcentaje de la ZC medidos en esta probeta.

SAW: Todas las probetas soldadas cumplieron cómodamente con los requerimientos de tenacidad, en cualquiera de las condiciones usadas, aún en los casos en que fracasó la tracción. El valor más bajo de impacto Charpy-V que se obtuvo fue de 53 J, en las probetas D011 y D018 y el valor promedio más bajo fue

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Productos

de 60 J para la probeta D011.

Los valores de impacto individuales y promedios obtenidos en todas estas probetas, sin distinción del proceso de soldadura utilizado y para todas las variaciones del procedimiento de soldadura, estuvieron dentro de los valores informados por los fabricantes para este tipo de productos (Refs. 35-38).

Requerimientos de las normas AWS correspondientes a los distintos procesos de soldadura para el mismo tipo de material depositado.La tabla 2 presenta los requerimientos de propiedades de tracción y de impacto Charpy-V para los materiales considerados. Puede observarse que para un mismo tipo de material (composición química, tabla 1) los requerimientos de propiedades mecánicas difieren, si bien los mínimos valores requeridos de límite de fluencia y resistencia a la tracción son los mismos, lo que diferencia entre sí los requerimientos son los rangos de cada uno de ellos que deben cumplirse.

Además del ejemplo mencionado en la Introducción (E11018M y E110T5-K3 o F11A6-ECM2-M2) se presentan E12018M y E120T5-K4 o F12A6-ECM2-M2: se trata aproximadamente del mismo tipo de depósito respecto de la composición química pero el electrodo manual debe cumplir un mínimo de resistencia a la tracción (830 MPa) y un rango de límite de fluencia (745-830 MPa), éste último de sólo 85 MPa, mientras el alambre para FCAW o el par fundente alambre para SAW deben satisfacer un rango muy amplio de resistencia a la tracción (830-970 MPa) y sólo un mínimo de límite de fluencia (750 MPa). Lo mismo se cumple con E10018M y E101T5-K3 o F10A6-ECM2-M2.

Esto hace pensar que para soldar un determinado material, si el electrodo manual a utilizar no satisface el requerimiento en propiedades de tracción, será factible cambiarlo por un alambre equivalente en composición química al que se le solicitan menores requerimientos, o por lo menos al ser más amplio el rango,

será más fácil de alcanzar.

Los requerimientos de alargamiento difieren para el mismo depósito según el proceso utilizado, entonces ¿cómo interpretar que una misma junta en una determinada construcción soldada, requiera un metal de aporte puro de mínimo 20% de alargamiento con electrodos manuales y 15% con alambre tubular FCAW o para fundente/alambre SAW.

Por otro lado, los requerimientos de impacto de las normas AWS para este tipo de material, son iguales para todos los procesos: 27 J mínimo en promedio (con ningún valor menor a 20J) medidos a – 51ºC, los que han sido cómodamente cumplido con todos los procesos.

Esto implica que si es necesario reemplazar electrodos manuales del tipo EXXX18M por los consumibles a usar en los procesos FCAW o SAW, a fin de incrementar la eficiencia, produciendo el mismo tipo de metal de soldadura, podría no ser aconsejable cambiar por los equivalentes para SAW y FCAW, debido a que sus especificaciones son menos demandantes. (Es necesario tener en cuenta que los electrodos manuales usados en este estudio, responden a normas militares especiales; las equivalentes para los consumibles para SAW y FCAW, no existen en las normas AWS). ConclusionesDel análisis de los resultados obtenidos puede observarse que con todos los procesos, se satisficieron los requerimientos de impacto de todas las normas con holgura pero fue trabajoso cumplir con los de tracción. En varios casos debió superarse algún máximo de composición química para alcanzar un mínimo en las propiedades de tracción.

Por otro lado, no se trata de que los depósitos provenientes de electrodos manuales sean más sensibles al calor aportado, sino que los requerimientos de la norma son más exigentes para estos consumibles que para los utilizados en los otros procesos de soldadura.Una implicancia importante práctica de la variación de propiedades mecánicas

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con los parámetros de soldadura es que frecuentemente estos últimos, usados para la calificación del procedimiento de soldadura, son diferentes de aquéllos usados en la clasificación de los consumibles, tal como se requiere en las normas AWS. Entonces el usuario del consumible de soldadura necesita estar informado del comportamiento de estos materiales cuando selecciona el consumible y/o lleva a cabo la calificación del procedimiento de soldadura.

AgradecimientosLos autores agradecen a Conarco-ESAB, Air Liquide Argentina SA, por al aporte de los consumibles y las facilidades para la soldadura de las probetas en sucesivas ocasiones, a la Fundación Latinoamericana de Soldadura por las facilidades para la soldadura, el mecanizado y el ensayado de probetas, a ESAB Suecia, al Centre Technique des Applications de Soudure (France) y a Siderca (Argentina) por las determinaciones de O y N y al ANCyT por el soporte financiero.

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