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AR

137// 2014

Aplicación de alambre AristoRod Fric Rot.PAGINA // 4

Soldaduras GMAW en Estructuras Vehiculares.PAGINA // 10

2

Boletín técnico n° 137

Estimados lectores:

Luego de un año intenso, marcado principalmente por las distintas situaciones que atraviesa

nuestro país y sobre todo para muchas industrias, signado por la necesidad de reducir sus

costos, y por sobre todas las cosas en mejorar la rentabilidad de sus negocios, lanzamos nuestro

boletín técnico n° 137.

Es por ello que en este boletín técnico hemos trabajado en profundizar a través del uso de

nuevas tecnologías, procesos y materiales, la productividad de los procesos de soldadura y

corte.

También estamos enfocándonos en el futuro, y en línea con las definiciones del grupo ESAB,

sobre las mejoras en los procesos productivos de nuestros clientes ya sea a través de las

mejoras de calidad y las de productividad como eje fundamental de nuestros esfuerzos.

Es nuestra intención también enfocarnos en aspectos de investigación de productos y procesos

para enriquecer la mirada hacia el mercado y compartir experiencias que entendemos son

contributivas para nuestros clientes y lectores.

Aprovechamos esta oportunidad, para agradecerles a nuestros clientes, por seguir confiando

en nosotros, en nuestras capacidades, productos, tecnologías, y por sobre todo por seguir a

nuestro lado después de tantos años.

Queremos también hacerles llegar un afectuoso

saludo de fin de año y desearles un excelente

2015, donde nos encontremos una vez más

trabajando en la permanente búsqueda de la

excelencia.

Afectuosamente,

Fernando Ariel Vidal

Gerente Comercial

ESAB - Argentina

EDITORIAL

3

IND

ICE

Efecto metalúrgico de los métodos de preparación de bisel.

Mejora en soldaduras MIG-MAG con nuevas tecnologías de alambres macizos.

CROSSBOW - Sistema de Corte Plasma y Oxicombustible.

ESAB Soldadura y Corte Calle N°18 4079, (B1672AWG) Buenos Aires - Argentina +54 (011) 4754-7000

esab.com.ar

youtube.com/esabhispanoamerica

LANZAMIENTO

Optimización de procedimientos de soldadura.

Análisis Comparativo de Soldaduras GMAW.

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4 18

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ARTICULOS

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MEJORA EN SOLDADURAS MIG-MAG CON NUEVAS TECNOLOGIAS DE ALAMBRES MACIZOS.APLICACIÓN DE ALAMBRE ARISTOROD – FRIC ROT

Por: Ing. Sebastián Martín, Asistencia Técnica Suc. Litoral, ESAB Argentina

Introducción En el año 1996 la empresa Fric Rot, pasa a formar parte del grupo Tenneco, líder mundial en la producción de amortiguadores, componentes de suspensión, y sistemas de escape. Tenneco participa en los mercados de Equipo Original, Reposición y Exportación. El grupo comercializa sus productos bajo marcas líderes, de amplio reconocimiento internacional como, Monroe, Fric Rot, Rancho y Clevite, Elastomers entre otros. Su Misión y Valores se basan en la mejora continua, con lo que se encuentran en permanente investigación y desarrollo en la búsqueda de mejorar sus procesos manteniendo la calidad y mejorando la productividad. Como parte de los procesos de mejora, se visitó al cliente Tenneco, para presentar y realizar ensayos del alambre AristoRod en 0,9 mm, como propuesta de mejora, para evitar la presencia de proyecciones generadas por inestabilidad de arco, en la soldadura de la toma superior de amortiguadores.

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Para la soldadura de estas piezas es utilizado un dis-positivo automatizado con la torcha fija y la pieza móvil, girando 360° hasta obtener el cordón de soldadura.

Como resultado del relevamiento de la situación habitual de trabajo se observa un cordón de soldadura con gran cantidad de proyecciones producidas por inestabilidad de arco, lo que genera trabajos de limpieza posteriores, que deben ser realizados con mucho cuidado para no dañar o rayar el eje mecanizado, este tiempo es aproximadamente de 5 seg. por pieza.

Parámetros de soldadura utilizados en la situación de trabajo habitual:

n Alambre utilizado: Cobreado 70S6 en 0.9 mmn Tensión: 21,8 Vn Corriente: 195 An Gas de protección: Mezcla (80% Argón – 20% CO2)n Caudal de gas: 23 l/min.n Longitud de soldadura: 6,5 cmn Velocidad de avance de alambre: 13,2 mts/min.n Velocidad de soldadura: 0,6 mts/min.

El puesto de soldadura ensayado se encuentra soldando con alambre cobreado 70 S6, y se observan problemas de inestabilidad de arco, lo que obliga a posteriores trabajos de limpieza, principalmente en el vástago donde actúa un reten el cual con la presencia de las proyeccio-nes adheridas ocasiona la rotura o desgaste prematuro de dichos retenes.

Por otro lado se observa gran cantidad de polvo de cobre en los sistemas de alimentación y los lienrs de las torchas, produciendo paradas improductivas por mantenimiento.

Pieza a soldar.

Dispositivo de soldadura.

Piezas preparadas para soldar.

Presencia de cobre en sistema de alimentación.

Dispositivo de soldadura alimentador.

Resultados obtenidos proceso habitual.

Situación Encontrada

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El AristoRod es un alambre de tipo macizo libre de cobre, para la soldadura MIG MAG, es un alambre que responde a norma AWS 70S6, al igual que al alambre cobreado, con lo que no se modifica el material aportado, su principal característica es que al no tener cobre en su superficie, se logra mejorar la estabilidad de arco durante el proceso de soldadura, obtener como consecuencia cordones más limpios, libres de proyecciones que

Como propuesta de mejora se sugiere la utilización de alambre de soldadura ESAB AristoRod, logrando así:

Propuesta de Mejora

Alambre ESAB AristoRod

n Mejorar la estabilidad de arco, y evitar posteriores re trabajos de limpieza, mejorando así la productividad.

n Optimizar los tiempos de paradas por mantenimiento, tanto de los sistemas de tracción, como de las torchas por la presencia de cobre.

n Lograr menor cantidad de humos producidos por el

OK AristoRod. Alambre cobreado.

Comparación de desgaste en tubos de contacto

REDUCCION DE HUMOSMejora el ambiente de trabajo y la productividad.

MEJOR ALIMENTACION DE ALAMBREMenos fricción y posibilidad de utilizar mangueras más largas.

SUPERFICIE ASCLa superficie del alambre mejora el rendimiento de los tubos de contacto.

ARCO ESTABLEReducción de costos por el bajo nível de salpicaduras.

ocasionen posteriores trabajos de limpieza, se consigue reducir los tiempos de mantenimiento de equipos y torchas, evitar paradas improductivas por causa de obstrucciones en los liners y se evitan los desgastes prematuros de los tubos de contacto por la acumulación de cobre. Por otro lado se consigue ambientes de trabajo más saludables por menores emanaciones de humos.

proceso de soldadura y la no presencia de cobre en los mismos, consiguiendo un ambiente de trabajo más saludable.

n Mejorar el rendimiento de los tubos de contacto, por ser más homogénea la superficie del alambre, y evitar paradas improductivas.

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Por lo tanto con la aplicación del alambre AristoRod, se logran importantes mejoras en lo referente a,“Productividad” – “Seguridad Laboral” – “Mantenimiento”.

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Luego de relevada la condición actual de trabajo, se coloca en el puesto de soldadura el alambre AristoRod en 0,9 mm de diámetro y se realiza la puesta a punto de los parámetros de soldadura.

Como se observa, los parámetros, prácticamente no difieren de los utilizados en la forma de trabajo habitual, solo se cambio el alambre Cobreado por el AristoRod, casi sin modificar los parámetros de soldadura.

Como resultado de los ensayos, se observa un cordón de soldadura más limpio con una mejor terminación y proyecciones prácticamente nulas, por lo tanto, no serán necesarios los trabajos posteriores de limpieza de las piezas, consiguiendo una mejora considerable en la productividad. Se evidencia también un ambiente de trabajo con menos cantidad de humos considerando la no presencia de cobre en los mismos.

Se realiza un comparativo de costos de soldadura entre la condición habitual con alambre cobreado 70S6 en 0,9mm y alambre ESAB AristoRod 70S6 en 0,9 mm, con el objetivo de analizar el impacto producido en la productividad, con la aplicación del alambre AristoRod.

Parámetros de soldadura con alambre AristoRod

Evaluación de costos de soldadura

Ensayos realizados con alambre ESAB AristoRod

n Alambre utilizado: ESAB AristoRod 70 S6 en 0,9mm

n Tensión: 22 V

n Corriente: 210 A

n Gas de protección: Mezcla (80% Argón – 20% C02)

n Caudal de gas: 23 l/min.

n Longitud de soldadura: 6,5 cm

n Velocidad de avance de alambre: 14,3 mts/min.

n Velocidad de soldadura: 0,65 mts/min.

Comparativo AristoRod x Cobreado.

Resultados obtenidos con alambre AristoRod.

Customer information

Company name: TENNECO

Component manufactured at the weld station Toma superior de amortuguador

Weld process input data Customer Solution ESAB Solution

Welding process GMAW GMAW

Type of welding wire/electrode Solid wire Fe OK AristoRod 12.50

Wire material Density 7850 kg/m3 7850 kg/m3

Base material Density 7850 kg/m3 7850 kg/m3

Wire diameter 0,9 mm 0,9 mm

Wire/electrode deposition efficiency 95% 96%

Number of wires/electrodes (Single/Tandem) 1,0 Qty 1,0 Qty

Wire Feed Speed (WFS) 13,20 m/min 14,30 m/min

Joint cross seam area 13,2960 mm2 13,4360 mm2

Number of weld passes 1,0 Qty 1,0 Qty

Weld Productivity output data Customer Solution ESAB Solution

Wire/electrode net deposition rate 3,76 kg/h 4,11 kg/h

Welding speed/weld pass 600,00 mm/min 600,00 mm/min

Separate estimated or calculated welding speed 600,00 mm/min 650,00 mm/min

Welding speed/wel pass 10,0000 mm/sec 10,0000 mm/sec

Cycle time and Capacity calculation Customer Solution ESAB Solution

kg of consumed wire/electrodes per year 85,70 kg 92,34 kg

Total number of welders/operators per station 1,0 welders 1,0 welders

Average total number of produced products 12000 Qty/Year 12930 Qty/Year

Average cycle time per product 0,40 Minutes 0,37 Minutes

Total working hours per year in 100% efficiency 81 Hours 81 Hours

Total weld joint lenght/Product 0,07 m 0,07 m

Weld metal weight in kg per meter weld 0,1044 kg/m 0,1055 kg/m

Wire/electrode consumption in kg per meter 0,1099 kg/m 0,1099 kg/m

Calculated total arc time factor 26,8% 26,6%

Average arc on time per product 0,11 Minutes 0,10 Minutes

Average arc off time per product 0,29 Minutes 0,27 Minutes

Arc off reduction - Only ESAB Solution 0,02 Minutes

Energy consumption 0,03 Kwh/unit 0,03 Kwh/unit

Spool Change Customer Solution ESAB Solution

Welding material per spool 15,00 kg 18,00 kg

Number of spool changes 5,7 Qty/year 5,1 Qty/year

Average man time to change 10,00 Min/time 10,00 Min/time

Spool change time loss per unit 0,3 Seconds 0,2 Seconds

Production cost calculation input data Customer Solution ESAB Solution

Wire/electrode cost in customer currency 18,30 Cost/kg 19,95 Cost/kg

Gas cost per m3 in customer currency 67,00 Cost/m3 67,00 Cost/m3

Gas flow rate in liter per minute 23,00 L/min 23,00 L/min

Energy cost including penalty charge 0,50 Cost/Kwh 0,50 Cost/Kwh

Welder/operator cost per hour incl. social sec 140,0 Cost/hour 140,0 Cost/hour

Other costs per unit in custome currency 0,2 Cost/unit

Capacity bottleneck situation ESAB Solution

Calculated number of extra units to sell 930 Qty/year

Production cost calculation output Customer Solution ESAB Solution

Total production cost per meter weld 22,41 Cost/m 18,26 Cost/m

Total production cost per unit 1,46 Cost/unit 1,19 Cost/unit

Production cost difference per unit 0,27 Cost/unit

Total production cost savings per year (Calc. Prel. Investment Pay off time) 3235,64 Savings/year

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n Costo de soldadura por pieza con alambre cobreado - $1,46

n Costo de soldadura por pieza con alambre AristoRod - $1,19

Se observa un ahorro del 19% por pieza, soldando con alambre AristoRod. Se evidencia también que

Resultados obtenidos

Grafico de Resultados

Estas mejoras en la productividad, se deben principalmente a las siguientes variables:

n El alambre AristoRod posee una eficiencia de deposición del 96% contra el cobreado que es del 95%, debido a que todo el material depositado forma parte de la pileta liquida, sin desperdiciar material por proyecciones.

n Los rollos de alambre AristoRod son bobinados de 18kg y el Cobreado utilizado de 15kg, considerando un promedio de 10 min para el cambio de bobina, con la utilización de alambre AristoRod se optimizan estos tiempos por disminuir la frecuencia de recambio.

Como conclusiones a lo expuesto, se observa que con la utilización de alambre AristoRod, en el puesto de soldadura ensayado, se logro mejorar los costos de soldadura y optimizar el proceso logrando una mejor calidad del producto al eliminar los re trabajos.

Además de mejorar los costos de la soldadura, se consigue optimizar los procesos de mantenimiento de equipos y torchas por la no presencia de cobre, lo que ocasiona roturas prematuras de los sistemas de alimentación de alambre y exige permanentes tareas de limpieza de los liners.

Por otro lado, se reduce la periodicidad de cambios de tubos de contacto, por no tener acumulación de cobre en los mismos, y se evitan paradas improductivas.

Desde el punto de vista de la seguridad con la utilización del alambre AristoRod, disminuye considerablemente la cantidad de humos de soldadura y principalmente se logara eliminar el cobre de los mismos.

Como resultado final podemos decir que con la utilización del alambre AristoRod, se consigue obtener una importante mejora en el proceso habitual de trabajo logrando “Mejor productividad” – “Ambiente de trabajo más saludable” – “Optimización de costos por mantenimiento”.

Conclusiones

considerando los tiempos de soldadura los cuales nos dan una producción de 12000 piezas al año con la condición habitual de alambre cobreado, se podrían realizar 930 piezas más, utilizando alambre AristoRod.

n Con la utilización del alambre AristoRod se eliminan los tiempos de re trabajos por limpieza, producidos por la inestabilidad de arco, la cual se manifiesta con la presencia de proyecciones.

n Disminución en los ciclos de trabajos entre pieza y pieza, debidos a la eliminación de re trabajos y la eficiencia de deposición del alambre AristoRod.

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ANÁLISIS COMPARATIVO DE SOLDADURAS GMAW APLICADAS EN ACEROS MICROALEADOS Y AL CARBONO PARA USO EN ESTRUCTURAS VEHICULARES.Por: Hernán Ghibaudo, Dario G. Jorge de Fundación Latinoamericana de Soldadura, y Eduardo Asta, ESAB Argentina.

Resumen

Introducción

El principal objetivo de trabajar con chapas de mayor nivel de resistencia es la disminución del peso total de la estructura y de esta forma lograr una optimización de la misma. En particular los aceros microaleados, debido a la composición química con bajo contenido de bajo carbono y agregado de microaleantes así como de su proceso de fabricación TMCP, permiten alcanzar altos valores de resistencia y excelente tenacidad a la fractura y muy buena soldabilidad con una baja sensibilidad a la fisuración asistida por hidrógeno (HAC). Un planteo frecuente en la fabricación de estructuras vehiculares es que tipo de proceso, consumible y técnica de soldadura resultarán más adecuadas para estos aceros teniendo en cuenta tanto la productividad como los recaudos para conseguir soldaduras sanas en dichos componentes estructurales. En este trabajo se efectúa un análisis comparativo de los resultados de soldaduras de filete en probetas estructurales tanto de aceros microaleados TMCP como de aceros al carbono utilizando proceso de soldadura GMAW y alambre macizo ER70S-6 de acuerdo con AWS, lo cual proporciona una base de información comparativa que facilita la optimización integral de los procedimientos de soldadura frente al cambio de acero.

La introducción de los aceros de alta resistencia y baja aleación (HSLA) en la industria de transporte en nuestro país lleva varios años de desarrollo donde se han realizado diferentes cambios de partes pero que todavía no se han desarrollado procesos y procedimientos para la soldadura completa de las estructuras. Esto principalmente se debía a que no había producción nacional de aceros y todos aquellos que quisieran trabajar con este tipo de chapas debían conseguirla en el

mercado internacional aumentando considerablemente los costos.

El principal objetivo de trabajar con chapas microaleadas es la disminución del peso total del chasis el cual se traduce en una mayor carga útil. Según estudios realizados pueden reducirse casi 1000 kg de peso, lo cual aumenta considerablemente la carga transportada, ya sea en peso o volumen.

Debido al proceso de fabricación de los aceros HSLA microaleados de laminado termocontrolado TMCP, donde se trabaja con aceros de bajo carbono y agregado de microaleantes (como refinadores de grano y endurecedores por precipitación) y aplicando un proceso de laminación termo-controlada, es posible alcanzar altos valores de resistencia y excelente tenacidad a la fractura [1-3].

Como se utilizan bajos contenidos de carbono puede obtenerse una buena soldabilidad con una baja sensibilidad a la fisuración por hidrógeno [4]. Una de las preguntas más frecuentes es con que tipo de consumibles pueden ser soldadas estas familias y que tipo de recaudos se deben tomar para conseguir soldaduras sanas en componentes estructurales.

En este trabajo se efectúa un análisis comparativo de los resultados de soldaduras de filete en probetas estructurales tanto de aceros microaleados TMCP como de aceros al carbono utilizando proceso de soldadura por arco bajo protección gaseosa y alambre sólido, GMAW, lo cual proporciona una base de información comparativa que facilita la optimización integral de los procedimientos de soldadura frente al cambio de acero al carbono por aceros del tipo TMCP de alta resistencia.

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Desarrollo Experimental Resultados y Discusión

En la Tabla 1 se muestran la composición química promedio de los aceros utilizados en este trabajo. El acero al carbono utilizado ha sido identificado como COM y los aceros microaleados como MLC1 y MLC2 respectivamente.

Las soldaduras fueron realizadas en perfiles doble T donde se variaron los espesores tanto del alma como del ala. En la Tabla 2 se muestran los espesores utilizados junto con las propiedades mecánicas de los aceros y los valores de carbono equivalente (CEIIW y PCM) estableciendo sus características de soldabilidad.

Para verificar las características de las soldaduras de chapas microaleadas TMCP se realizaron soldaduras de filete con única pasada y en posición horizontal. Se analizaron chapas con un solo cordón (“one-side”), OS, y también chapas con dos cordones (uno a cada lado de la unión o conexión soldada en T), denominados

“double side”, DS. Todas las soldaduras fueron realizadas con procesos GMAW y alambre de diámetro 1,2 mm, clasificado por AWS 5.18 como ER70S-6, sin cobreado en su superficie. En la Tabla 3 se muestran los parámetros de soldadura empleados junto con el calor aportado [4,5].

No se aplicó temperatura de precalentamiento en ninguna de las soldaduras. Luego de realizadas todas las soldaduras se efectuaron los cortes, en ubicaciones previamente seleccionadas, para la obtención de las probetas que se utilizaron para realizar macrografias, determinación de perfiles de dureza y medición de catetos y gargantas efectivas para el análisis comparativo. La Figuras 1 y 2 muestran las soldaduras realizadas y los lugares donde fueron extraídas las probetas.

ACERO C Si Mn S P Al Nb Ti N Cr Ni MoCOM 0,25 0,40 --- 0,050 0,040 --- --- --- --- --- --- ---MLC 1 0,06 0,04 0,97 0,005 0,015 0,03 0,028 0,025 50 --- --- ---MLC2 0,18 0,30 1,50 0,050 0,040 --- 0,050 --- 165 0,15 0,15 0,02

Tabla 1. Composición química de los aceros utilizados (%).

Muestra AceroEspesor (mm)

LF (MPa) RT (MPa) ΔL (%) CEIIW PCMAla Alma

L2 L3 L4

COM9,5

12,7 15,8

4.5 360 490-640 22 0,31 0,26

L5 MLC1 9,5 3.5 360 440 23 0,22 0,11L6 L7

MLC212,7 15,8

3,5 420 480-580 21 0,514 0,27

Tabla 2. Propiedades mecánicas de los aceros utilizados y espesores utilizados.

Proceso Corriente (A) Voltaje (V)Velocidad de Soldadura

(cm/min)Calor Aportado(H) (KJ/

cm)GMAW 250-260 28-29 40 1,05-1,13

Tabla 3. Parámetros de soldadura utilizados en la confección de las probetas.

Las Figuras 3 y 4 muestran los perfiles de penetración obtenidos tanto en el filete “one-side” como en “double-side”.

Las Figuras 5 y 6 muestran los perfiles de dureza Vickers (HV) determinados en las soldaduras y la Tabla 4 muestra los resultados obtenidos en las diferentes regiones de la unión soldada.

Las improntas de dureza fueron tomadas en metal base (MB), zona afectada por el calor de grano grueso (ZAC GG) y fino (ZAC GF) y metal de aporte (MA), tanto para el ala como el alma de los perfiles estudiados. Como puede observarse en la Tabla 4 se tomaron dos promedios de las mediciones, donde el promedio I se refiere a todos las mediciones considerando el MB y el promedio II se refiere a las mediciones realizadas sin el MB. La diferencia máxima entre los dos promedios es de 30 HV10.

Como puede observarse en la Tabla 4 se tomaron dos promedios de las mediciones, donde el promedio I se refiere a todos las mediciones considerando el MB y el promedio II se refiere a las mediciones realizadas sin el MB. La diferencia máxima entre los dos promedios es de 30 HV10.

Puede observarse que en ningún punto en los materiales microaleados TMCP (MCL) se obtienen durezas por encima de los 300 HV10, siendo estos valores aceptables de dureza, asegurando un microestructura tanto en MA como en ZAC libre o en muy bajo porcentaje de zonas locales frágiles (LBZ) que sean propensas a la fisuración en frío asistida por hidrógeno (HAC), a lo que debe considerarse el bajo aporte de hidrógeno difusible que incorpora el proceso GMAW (< 3 ml / 100g de MS).

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Figura 3. Filete del tipo “one-side”.

Figura 4. Filete del tipo “double-side”.

Figura 6. Perfil de dureza en muestra “double-side”.

Figura 10. Perfil de medición en muestra DS.

Figura 9. Perfil de medición en muestra OS.

Figura 8. Perfil de durezas en probetas “double-side”.

Figura 7. Perfil de durezas en probetas “on-side”.

En las Figuras 7 y 8 se muestran los perfiles obtenidos de dureza en ambos tipo de unión en T, “one side“(OS) y double side” (DS).

Las Figuras 9 y 10 muestran los perfiles de soldadura y el esquema de mediciones realizadas de los catetos, gargantas efectivas y penetración de los filetes efectuados.

En la Tabla 5 se muestran los resultados obtenidos y donde puede observarse que un gran número de probetas se encuentran con buena penetración en los lados. La falta de penetración en la raíz que se encuentra en algunas probetas se debe a la técnica de soldadura GMAW empleada (por empuje). De la misma Tabla 5 se puede observar que las

medidas determinadas de penetración, tanto de la raíz como de los catetos, en la mayoría de los casos cumplen con los mínimos requeridos por las normativas para estructuras soldadas como el código AWS D1.1 [6]. Por su parte el tamaño de los catetos para las soldaduras de filete realizadas, en ambos aceros, utilizados muestran que cumplen también con los mínimos requeridos en relación al rango de espesores que indica dicho código AWS D1.1. De la misma forma el perfil de la soldadura de filete, como los que se observan en las Figuras 9 y 10, muestran una adecuación aceptable en función también a lo requerido como estándar de calidad por AWS D1.1

Figura 5. Perfil de dureza en muestra “one-side”.

Figura 1. Soldadura continua de filete para las uniones de perfil doble T.

Figura 2. Cordón de soldadura de filete marcado para la extracción de probetas.

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MuestraL2 L3 L4 L5 L6 L7

OS DS OS DS OS DS OS DS OS DS OS DSMB Ala 128 128 128 127 127 126 189 194 185 186 186 191ZAC GF Ala 212 213 186 140 176 212 200 206 206 205ZAC GG Ala 219 147 206 219 225 222ZF Ala 227 154 285 213 220 176 227 198 213 209 212 218MA 1 236 225 280 235 220 189 236 221 236 242 232 240ZF Alma 1 233 224 290 227 221 236 233 221 227 221 228 232ZAC GG Alma 1 287 242 245 250 251 203 297 254 279 274 322 314MB Alma 221 192 185 180 180 180 221 227 221 215 213 216ZAC GG Alma 2 285 251 151 251 212 292ZF Alma 2 232 228 201 216 213 228MA 2 233 228 221 233 222 230ZAC GF Ala 2 142 138 206 197 206 203ZF Ala 2 132 213 254 212 202 209Promedio I 220 200 223 206 196 193 229 219 227 217 228 232Promedio II 236 208 249 219 210 199 237 220 236 219 237 237

Tabla 4. Medición de durezas HV10.

Conclusiones

Se obtuvieron soldaduras aceptables en aceros microaleados aplicando similares parámetros de soldadura que en los utilizados para aceros al carbono.

Los niveles de dureza para todas las probetas se encuentran por debajo de los límites establecidos aceptados (300 HV10), por lo cual se indica un muy bajo riesgo de susceptibilidad a la fisuración en frío(HAC).

La utilización de la técnica de soldadura por empuje en soldadura GMAW de filetes de única pasada resulta la causa de los casos de baja o falta de penetración, sin embargo esta técnica permite un mejor control del aporte térmico en espesores delgados.

Referencias [1] BRUNA R.; SICILIANO P.; BOARDIGNON P.; and NOMAKSTEINSKY C. Development of High Strength Nb-V-Ti Steels for ERW Pipes by Thermo-Mechanical Controlled Processing at Siderar, 2002.

[2] TAMEHIRO H. Properties of High-Toughness X80 Line Pipe Steels, Nippon Steel Corporation, August 1987.

[3] DEL NEGRO R.; ZALAZAR M.; QUESADA H. Crarcterización de juntas soldadas en acero de uso structural de alta Resistencia. Anales SAM/CONAMET, 2009.

[4] AWS Welding Handbook, Vol. 1, 9th edition, American Welding Society.

[5] VUIK J. An update of state-of-the-art of Weld metal hydrogen cracking, Welding in the World ,v31, n5, p23-32,1993.

[6] AWS D1.1, Structural Welding Code, ed.2010,USA

Tabla 5. Resultados de las mediciones en las geometrías de las soldaduras realizadas, medidas en mm.

Medida Descripción

Acero Carbono (COM) Microaleado (MLC)

One Side Double Side One Side Double Side

L2 L3 L4 Prom. L2 L3 L4 Prom. L5 L6 L7 Prom. L5 L6 L7 Prom.

aPenetración minima cateto A1

0,35 0 0,6 0,3 0,5 0 0 0,2 0 0,4 0,4 0,3 0,1 0,6 0 0,2

bPenetración máxima cateto A1

0,7 0,85 0,9 0,8 1,1 0,6 1,5 1,1 0,85 0,9 1,4 1,1 0,7 0,7 1,2 0,9

cPenetración mínima cateto Ala

0,55 0,35 0,4 0,4 0 0 0,3 0,1 0,65 1,0 0,4 0,7 0,8 0 0,9 0,6

dPenetración máxima cateto Ala

1,15 0,9 0 0,7 0,35 0,9 1,15 0,8 0,9 1,6 0,8 1,1 0,15 0,8 1,25 0,7

e Medida de cateto A1 6,5 5,1 6,3 6,0 6,0 6,7 7,8 6,8 6,7 7,8 7,0 7,2 8,1 7,4 7,5 7,7

f Medida de cateto Ala 7,0 5,5 6,7 6,4 7,7 6,2 8,6 7,5 5,5 5,8 6,6 6,0 7,8 7,2 7,5 7,5

g Penetración raíz 0,2 0,25 0,1 0,2 0,2 0,25 0,5 0,3 0,25 0,7 0,6 0,5 -0,1 -1,1 0,5 -0,2

hDesviación superficial central

0,2 1,0 0,8 0,7 0,3 0,4 0,1 0,3 0,6 0,4 0,8 0,6 0,7 0,3 0,3 0,4

iPenetración mínima cateto A2

0,3 0,6 0 0,3 0,4 0,5 0,2 0,4

jPenetración máxima cateto A2

0,6 1,1 0,2 0,6 0,7 0,65 0,6 0,7

kPenetración mínima cateto Ala

0 0,5 0,6 0,4 0,85 0,8 0 0,6

lPenetración máxima cateto Ala

0,9 0,75 0,25 0,6 0,45 0,6 0,55 0,5

m Medida cateto A2 6,0 6,8 7,7 6,8 6,2 7,2 7,5 7,0

n Medida cateto Ala 6,5 7,2 7,7 7,1 6,3 6,7 6,7 6,6

o Penetración raíz 0,1 0,4 0 0,2 -0,1 0 -0,3 -0,1

pDesviación superficial central

0,1 0,2 0,2 0,2 0,4 0,1 1,4 0,6

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OPTIMIZACIÓN DE PROCEDIMIENTOS DE SOLDADURA PARA LA FABRICACIÓN DE SILOS DESTINADOS A LA INDUSTRIA DEL PETRÓLEO.IMPLEMENTACIÓN DE AUTOMATIZACIÓN ESTÁNDAR.

Introducción

Composición del equipo recomendado

Albert Irons, es una empresa radicada en la localidad de Venado Tuerto, en la provincia de Santa Fe.

Diseña y fabrica gran cantidad de sistemas para transporte y acondicionamiento de materiales a granel, como cintas transportadoras, elevadores a cangilones, cribas rotativas, etc; además de estructuras metálicas bajo normas.

Entre las actividades se encuentra también el diseño, fabricación y montaje de plantas acopio de granos, mecanizaciones y reacondicionamiento de plantas

y terminales portuarias, plantas para tratamiento de subproductos de industrias aceiteras, cerveceras, sector harinero entre otras. En este caso, fuimos convocados, por la fabricación de 3 silos, de importantes dimensiones y requerimientos, para el almacenaje de cierto tipo de arena especial, para una explotación de recursos petroleros en la Argentina. Luego de nuestro análisis, y debido al asesoramiento y recomendaciones de ESAB, Albert Irons incorporó un conjunto de automatización std, que a continuación detallamos:

Por Ing. Gerardo Beati, Asistencia Técnica Suc. Litoral, ESAB Argentina

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Puesta en marcha y capacitación Especificaciones

Cálculo

Una vez en planta, se realiza la puesta en marcha del conjunto por etapas, junto con la parametrización, realizando pruebas en soldadura, para que los operadores puedan adquirir los conocimientos necesarios para la operación.

Cada silo, tiene un diámetro exterior promedio de 4.800 mm, consta de 7 tramos, formados por 9 virolas de 1.500 mm de alto, además de la tolva de descarga y la tapa. El alto total del producto terminado, es de 18.000 mm.

La intervención del Railtrac FW1000, será en la unión circunferencial, para reemplazar la soldadura manual por automatizada, y se intentará, en las uniones de espesores menores, lograr la soldadura con penetración total, sin respaldo y en una sola pasada.

Con esto lograremos una mejora notable en presentación y productividad. La presentación inicial de la junta es con punteo manual, sin preparación, en posición 2G y con separación entre 2 a 4 mm entre virolas.

Longitud de la circunferencia a soldar: π . Ø = 3,14 . 4,8 m = 15 metros

Para las 8 soldaduras circunferenciales entre las 9 virolas, teniendo en cuenta que en las 2 uniones de espesores mayores se requieren 2 pasadas, tendríamos una longitud total aproximada de soldadura de 150 metros por cada silo.

Si tenemos en cuenta solamente las uniones soldadas entre virolas:

3/8” – 3/8” --> 1 3/8” – 1/4” --> 1 1/4” - 1/4” --> 3 1/4” – 3/16” --> 1 3/16” – 3/16” --> 2

Nosotros vamos a realizar el análisis en base a la junta de espesores de ¼” con ¼”, que será mas requerida.

La longitud de soldadura será de aproximadamente, 45 metros por cada uno de los silos a fabricar.

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Desarrollo

Realizamos las distitas pruebas, para obtener los parámetros óptimos y establecer el procedimiento de soldadura.

Etapas de fabricación

Producto final

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Planilla de asistencia técnica

Planilla QWPA

Mejoras y análisis de productividad

n En la siguiente planilla QWPA, tomando para el análisis y en conjunto, solamente los tres cordones de solda-dura de 15 metros cada uno, que sirven para unir entre sí, las virolas de espesor ¼”se observa un ahorro de producción de 65%.

n El costo por metro de soldadura, que era aproximada-mente de $ 31,03 para proceso de soldadura manual, se reduce a $ 11,02, utilizando el kit de automatización con Railtrac.

n Para estas tres soldaduras, el tiempo de trabajo se reduce de 17 horas a 4,30 horas, lo que implica una reducción aproximada de 75% en horas de M.O.

n Los factores de trabajo utilizados para los cálculos, fueron de 18% para soldadura manual y de 85% para el caso de la soldadura automatizada.

Customer information

Company name: ALBERT IRONS

Component manufactured at the weld station Silos de almacenaje. Aplicación Railtrac FW1000

Weld process input data Customer Solution ESAB Solution

Welding process GMAW GMAW

Type of welding wire/electrode Solid wire Fe Solid wire Fe

Wire material Density 7850 kg/m3 7850 kg/m3

Base material Density 7850 kg/m3 7850 kg/m3

Wire diameter 1,2 mm 1,2 mm

Wire/electrode deposition efficiency 95% 95%

Number of wires/electrodes (Single/Tandem..) 1,0 Qty 1,0 Qty

Wire Feed Speed (WFS) 5,31 m/min 5,67 m/min

Joint cross seam area 19,7990 mm2 23,8860 mm2

Number of weld passes 1,0 Qty 1,0 Qty

Weld Productivity output data Customer Solution ESAB Solution

Wire/electrode net deposition rate 2,69 kg/h 2,87 kg/h

Welding speed/weld pass 288,00 mm/min 255,00 mm/min

Separate estimated or calculated welding speed 240,00 mm/min 255,00 mm/min

Welding speed/wel pass 4,8000 mm/sec 4,2500 mm/sec

Cycle time and Capacity calculation Customer Solution ESAB Solution

kg of consumed wire/electrodes per year 66,26 kg 410,16 kg

Total number of welders/operators per station 1,0 welders 1,0 welders

Average total number of produced products 9 Qty/Year 46 Qty/Year

Average cycle time per product 982,50 Minutes 183,72 Minutes

Total working hours per year in 100% efficiency 149 Hours 149 Hours

Total weld joint lenght/Product 45,00 m 45,00 m

Weld metal weight in kg per meter weld 0,1554 kg/m 0,1875 kg/m

Wire/electrode consumption in kg per meter 0,1636 kg/m 0,1974 kg/m

Calculated total arc time factor 15,8% 91,2%

Average arc on time per product 156,25 Minutes 176,47 Minutes

Average arc off time per product 826,25 Minutes 7,25 Minutes

Arc off reduction - Only ESAB Solution 819,00 Minutes

Energy consumption 63,67 Kwh/unit 19,09 Kwh/unit

Spool Change Customer Solution ESAB Solution

Welding material per spool 18,00 kg 18,00 kg

Number of spool changes 3,7 Qty/year 22,8 Qty/year

Average man time to change 20,00 Min/time 20,00 Min/time

Spool change time loss per unit 490,8 Seconds 592,1 Seconds

Production cost calculation input data Customer Solution ESAB Solution

Wire/electrode cost in customer currency 17,00 Cost/kg 17,00 Cost/kg

Gas cost per m3 in customer currency 50,00 Cost/m3 50,00 Cost/m3

Gas flow rate in liter per minute 13,00 L/min 13,00 L/min

Energy cost including penalty charge 0,22 Cost/Kwh 0,22 Cost/Kwh

Welder/operator cost per hour incl. social sec 70,0 Cost/hour 70,0 Cost/hour

Capacity bottleneck situation ESAB Solution

Calculated number of extra units to sell 37 Qty/year

Production cost calculation output Customer Solution ESAB Solution

Total production cost per meter weld 31,03 Cost/m 11,02 Cost/m

Total production cost per unit 1396,52 Cost/unit 495,75 Cost/unit

Production cost difference per unit -900,77 Cost/unit

Total production cost savings per year (Calc. Prel. Investment Pay off time) 8106,93 Savings/year

Total production cost savings in% 65%

Total production capacity imrpovement in % 413%

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La última novedad de ESAB Soldadura y Corte se llama CROSSBOW y es un sistema compacto de oxicorte/corte por plasma portátil y económico. CROSSBOW es la primera máquina de la nueva línea ESAB Values para corte CNC, que ofrece soluciones de corte básicas y asequibles. Por su pequeño tamaño y su reducido peso se puede trasladar con facilidad según sea necesario. Las funciones automáticas y un intuitivo CNC ponen en manos del usuario un potente y versátil sistema integral de oxicorte o corte por plasma de gran valor añadido. CROSSBOW es ideal para centros de formación profesional, fábricas pequeñas y talleres de reparación, así como para uso portátil en centros grandes y obras de construcción.

CROSSBOW incorpora tecnología CNC, que evita tener que integrar un controlador en el sistema. La interfaz basada en menús es fácil de aprender y de utilizar e incluye una biblioteca de 24 formas básicas que reduce al mínimo el tiempo de programación y preparación. Además, las dimensiones se pueden editar fácilmente para crear formas personalizadas sin necesidad de efectuar una verdadera programación. En los programas personalizados, el sistema utiliza códigos M y G básicos, y permite transferir a la máquina archivos NC programados fuera de línea a través de un puerto USB estándar. El operario puede definir con facilidad un patrón de paso y repetición o cargar un anidamiento de formas por el puerto USB.

El sistema CNC cuenta además con funciones avanzadas que simplifican todavía más las operaciones de corte, como las de secuenciado automático de procesos, control de altura por tensión de arco o compensación de sangría de corte, entre otras. La velocidad de avance se puede ajustar en cualquier momento y las opciones de programación incluyen bucles anidados y vuelta automática a la posición de inicio.

CROSSBOWSISTEMA DE CORTE PLASMA Y OXICOMBUSTIBLE PORTÁTIL Y ECONÓMICO

CROSSBOW lleva un elevador motorizado para torcha de oxicorte o de corte por plasma. Gracias a la función de control de la altura por tensión de arco, la torcha de plasma mantiene automáticamente una altura de corte uniforme. La máquina cuenta además con una función de detección de la altura inicial por contacto óhmico que detecta la superficie de la plancha y ajusta la altura de penetración durante el corte por plasma automatizado. Este sistema también detecta los choques de la torcha contra la plancha durante el corte y desconecta el plasma cuando es preciso. Además, una válvula magnética para oxicorte hace posible efectuar operaciones de corte automáticas con torcha de oxicorte.

La máquina se suministra preparada para acoplarle una solución opcional de plasma ESAB PowerCut™ 900, PowerCut™ 1300 o ESP-101. Con el plasma, CROSSBOW puede cortar con rapidez espesores de hasta 20 mm en acero dulce y aluminio y de hasta 15 mm en acero inoxidable. Los sistemas de plasma aire de ESAB, sencillos y fiables, incorporan arranque sin alta frecuencia y circuitos de arco piloto de control electrónico.

CROSSBOW ofrece un rendimiento preciso y fiable. Un carril guía de precisión garantiza un desplazamiento estable del pórtico y una sujeción total de la torcha de corte. Los carriles lineales de precisión reducen al mínimo las vibraciones para garantizar cortes perfectos. Un interruptor permite reposicionar manualmente sin pérdida de tiempo.

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La caracterización de la unión soldada se realizó mediante barridos de microdureza, composición química, análisis de la microestructura y ensayos mecánicos. Se encontró que la elaboración de los biseles con corte automatizado por plasma y oxicorte, no disminuye la resistencia a la tracción por debajo de la correspondiente al metal base.

A lo largo de años se han desarrollado distintos métodos de corte y preparación de superficies previo a soldar con el objetivo de agilizar el procesamiento de los materiales, sin embargo cada corte presenta características propias que deben ser analizadas para asegurar calidad y para anticipar posibles cambios que puedan perjudicar el estado o funcionamiento de la pieza en servicio. Es conocido el cambio que provocan los distintos tipos de corte en cuanto a la terminación superficial y a la zona afectada por calor (ZAC) que generan, sin embargo un análisis más exhaustivo debe ser realizado con el fin de determinar los cambios microestructurales generados en cada acero durante la soldadura posterior al proceso de corte. El objetivo del trabajo fue evaluar los cambios metalúrgicos que introducen los distintos métodos de corte el metal de soldadura y la zona afectada térmicamente cuando sobre los mismos se realiza la soldadura final.

El corte por agua es considerado un corte del tipo mecánico, que no produce zona afectada por el calor a nivel microscópico y solo genera deformación en la cara de corte como producto de la separación atómica de

EFECTO METALÚRGICO DE LOS MÉTODOS DE PREPARACIÓN DE BISEL EN LA SOLDADURA DE DIFERENTES ACEROS.Por Mariana Poliserpi y Mónica Zalazar, Facultad de Ingeniería, Universidad Nacional del Comahue, Neuquén, Argentina

Resumen

Introducción

Una de las etapas del proceso de soldadura consiste en la preparación de la superficie o biselado del material a soldar. Debido a que la elaboración del bisel no siempre puede realizarse mediante mecanizado, resulta necesario evaluar la posibilidad de soldar sobre superficies obtenidas mediante algún método de corte. En trabajos previos, se analizaron las superficies de los siguientes aceros - AISI-4140 (acero 4), ASTM-A335-P91 (acero P91), ASTM-A514-GrB (acero B) y ASTM-A516-Gr70 (acero 70) – cuyas superficies habían sido afectadas por tres tipos de corte: corte mecánico por chorro de agua y cortes térmicos: por plasma y oxicorte. Se detectaron aumentos de dureza y cambios microestructurales en las superficies afectadas por los cortes térmicos, no siendo así en las superficies cortadas por chorro de agua. Posteriormente se realizó sobre dichas superficies una pasada simple de soldadura mediante el proceso FCAW-G (flux cored arc welding) con alambre tubular y gas de protección. Finalmente se realizaron juntas a tope con biseles obtenidos mediantes los métodos de corte mencionados.

En éste trabajo se analizan los cambios en las composiciones químicas de las soldaduras de pasada simple en los cuatro aceros base con el fin de asociarlos a la variación de dureza observada; y se caracteriza la soldadura en juntas a tope con biseles realizados por plasma y por oxicorte en el acero ASTM-A516-Gr70.

El análisis de la composición química en las soldaduras de pasada simple, mostró correlación entre la disminución del porcentaje de ciertos elementos aleantes y la disminución de dureza.

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planos efectuado por el impacto del jet de agua. Si la superficie afectada se funde posteriormente al corte, debe ser limpiada para evitar que las impurezas difundan y sean parte de la aleación. La adherencia de las partículas dependerá, entre otras cosas, de la ductilidad del material y el tipo de abrasivo utilizado [1].

Los procesos de corte por oxígeno, u oxicorte (OFH) [2], están basados en la habilidad que tiene el oxígeno de alta pureza para combinarse rápidamente con el hierro cuando éste es calentado a una temperatura por encima de su temperatura de ignición (870°C). Existe evidencia de que el oxicorte genera un aumento de dureza en la superficie afectada [3], sin embargo la información existente es escaza o poco detallada en cuanto al cambio de la composición química en la superficie.

El corte por plasma se basa en la acción térmica de un chorro de gas calentado mediante un arco eléctrico de corriente continua hasta alcanzar su ionización. Se ha observado un endurecimiento relacionado con un cambio microestructural en la superficie afectada mediante el corte por plasma. Investigaciones en la fabricación de bridas ponen en evidencia la productividad de la utilización de este tipo de corte sin la necesidad de mecanizado posterior [4]. La composición final de la junta soldada, depende no solo de la composición del metal de aporte sino también de la composición del metal base, de la dilución, del gas de protección, entre otros factores. La composición final del metal depositado generalmente se encuentra entre la del metal de aporte y el metal base. Si el metal base original es modificado químicamente mediante alguno de los métodos de corte, esto debe tenerse en cuenta, ya que la composición final podría variar de aquella obtenida sobre una superficie del metal base sin afectar.

En trabajos previos se caracterizó el efecto del corte puro sobre los metales base estudiados [5]. En éste trabajo se realizó en primer lugar una pasada simple de soldadura (bead on plate) sobre superficies afectadas por corte puro. Posteriormente se realizaron y caracterizaron soldaduras sobre superficies biseladas mediante oxicorte y corte por plasma automatizado.

Procedimiento Experimental

Materiales utilizados:

Se eligieron, como metales base, cuatro aceros que cubren el campo de aceros al carbono de baja aleación.

La Tabla 1 muestra los metales de aporte utilizados, los cuales se seleccionaron en función de la composición química y propiedades mecánicas de cada metal base. En todas las soldaduras de pasada simple y juntas a tope se mantuvo el calor aportado en aproximadamente 1 kJ/mm. Los parámetros de las soldaduras de pasada simple bead on plate, se ajustaron según las recomendaciones del fabricante.

Caracterización de las Soldaduras a Tope

Se realizaron, en el acero ASTM A516 Gr70, uniones soldadas a tope en chapas de 25,4 mm de espesor obtenidas mediante oxicorte y corte por plasma, para lo cual los cortes previos al proceso de soldadura fueron automatizados. La temperatura de precalentamiento fue de 70-75 °C y la temperatura entre pasadas de 90 °C. El calor aportado se mantuvo en ambas juntas en 1 kJ/mm. En la Tabla 2 se muestran los parámetros de soldadura utilizados en cada una de las juntas a tope.

Posterior a la soldadura se realizaron ensayos no destructivos de radiografía y se tomaron valores de microdureza, sobre una línea superior e inferior de la junta, Figura 1(b). Se informan los valores promedios de las mismas y se comparan con valores medidos en una junta a tope con las mismas dimensiones y bisel obtenido por fresado [6]. Posteriormente se realizaron ensayos mecánicos de plegado transversal de cara y de tracción de acuerdo a lo solicitado por el código ASME IX (07).

Caracterización de las soldaduras de pasada simple bead on plate:

Se determinó la composición química sobre el cordón de soldadura mediante espectrometría de emisión óptica. Se realizaron mediciones de microdureza Vickers utilizando una carga de 300 g, y una separación de improntas de 0,25 mm. Se comenzó por el metal de soldadura descendiendo por una línea vertical hacia el metal base, Figura 1(a). La caracterización microestructural se realizó por microscopía óptica.

Metal baseAISI 4140

ASTM A514 GrBASTM A516

Gr70ASTM

A335 P91Metal de aporte

E110T5-K4 M H4 E111T1-K3 MJ H8 E91T1-B9 M

Tabla 1. Metales de aporte utilizados.

Juntas a tope Acero 70

Tensión promedio

(V)

Corriente promedio

(A)Gas de protección

Junta obtenida por oxicorte

27 175 Ar (25 %) - CO2 (75%)

Junta obtenida por plasma

27 175 Ar (25 %) - CO2 (75%)

Tabla 2. Parámetros de soldadura utilizados en las juntas a tope.

Figura 1 - (a) Línea de microdureza de las pasadas simples; (b) Líneas de microdureza de las juntas a tope.

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En la Figura 2 se muestran las mediciones de microdurezas de las soldaduras de pasada simple sobre los distintos métodos de corte en el acero AISI 4140 (Acero 4). La letra “H” corresponde al método de corte por chorro de agua, la letra “O” refiere al oxicorte y la “P” al corte por plasma. Dicha nomenclatura se utilizará en todos los gráficos a continuación.

Del análisis microestructural realizado en el acero AISI 4140 se encontró que tanto el MS como la ZAC presentaron una microestructura de martensita en las tres muestras soldadas. Se detectaron fisuras en la muestra soldada sobre la superficie cortada por oxicorte y falta de fusión en la muestra soldada sobre la superficie afectada por corte por chorro de agua.

En la Figura 3 se muestran las mediciones de microdureza realizadas en el acero ASTM A 516 Gr70 y en la Figura 4 las microestructuras observadas. El MS en la muestra H presentó una microestructura de ferrita acicular, Figura 4(a), mientras que la ZAC muestró una microestructura bainítica, Figura 4(b). En la muestra soldada O, se observó una microestructura a de ferrita acicular y ferrita primaria en el MS, Figura 4(c), y una microestructura de bainita con islas de ferrita en la ZAC, Figura 4(d).

Finalmente en la muestra soldada P, se observó una microestructura consistente en ferrita acicular y ferrita primaria en el MS, Figura 4(e) y una microestructura bainítica en la ZAC, Figura 4(f).

En la Figura 5, se muestran las mediciones obtenidas de microdureza de los cordones de soldadura de pasada simple del acero ASTM A514 GrB.

Del análisis microestrucutral de éste acero, se encontró que en la muestra soldada H y P, el MS consistió en ferrita acicular y en la ZAC se encontró una microestructura de matensita. En la muestra soldada O, se encontró una microestructura consistente en ferrita acicular con ferrita primaria en borde de grano en el MS y una microestructura de martensita en la ZAC.

ElementosComposición química (wt%)

C Si Mn Cr Ni Mo

WJ 0,122 0,54 1,73 0,498 1,75 0,441

Oxicorte 0,123 0,098 0,479 0,232 1,4 0,394

Corte por plasma 0,114 0,42 1,46 0,457 1,42 0,402

MB 0,17 0,28 0,86 0,53 0,02 0,21

MS 0,07 0,45 1,9 0,5 2,3 0,45

Tabla 5. Composición química del metal de soldadura. MB: acero ASTM A514 GrB.

ElementosComposición química (wt%)

C Si Mn Cr Ni Mo

WJ 0,104 0,264 0,59 8,27 0,43 0,84

Corte por plasma 0,106 0,264 0,61 8,23 0,376 0,83

MB 0,107 0,318 0,439 9,26 0,173 0,86

MS 0,11 0,3 0,96 8,98 0,51 0,98

Tabla 6. Composición química del metal de soldadura. MB: acero ASTM A335 P91.

Figura 2. Valores de microdureza del acero AISI 4140.

Figura 3. Valores de microdureza del acero ASMT A516 Gr70.

Resultados

Composición química, medición de microdureza y análisis de la microestructura en las soldaduras de pasada simple.

Las mediciones de la composición química del metal de soldadura (MS) de las pasadas simples sobre los distintos aceros se muestran en las Tablas 3 a 6. Se presentan adicionalmente la composición química del metal base y del metal de aporte utilizado en cada caso.

ElementosComposición química (wt%)

C Si Mn Cr Ni Mo

Corte por chorro de agua (WJ)

0,316 0,385 1,32 0,71 1,43 0,356

Oxicorte 0,199 0,325 1,18 0,61 0,94 0,306

Corte por plasma 0,164 0,412 1,36 0,52 1,52 0,37

MB 0,41 0,26 0,88 1,0 0,03 0,18

MS 0,07 0,45 1,9 0,5 2,3 0,45

Tabla 3. Composición del metal de soldadura. MB: acero AISI 4140.

ElementosComposición química (wt%)

C Si Mn Cr Ni Mo

WJ 0,109 0,191 1,33 0,033 1,14 0,321

Oxicorte 0,13 0,049 0,389 0,015 0,7 0,197

Corte por plasma 0,139 0,166 1,06 0,031 1,43 0,317

MB 0,25 0,284 1,19 0,028 0,008 0,002

MS 0,055 0,266 1,55 0,037 1,94 0,456

Tabla 4. Composición química del metal de soldadura. MB: acero ASTM A516 Gr70.

22

En la Figura 6 se muestran los valores de microdureza obtenidos del acero ASTM A335 P91. El análisis microestructural mostró, en las dos muestras soldadas una microestructura de martensita tanto en el MS como en la ZAC.

Figura 4. Micrografías soldaduras de pasada simple, acero ASTM A516 Gr70. Aumento 400x.

Figura 5. Valores de microdureza del acero ASTM A514 GrB.

Figura 6. Valores de microdureza del acero ASTM A335 P91.

Valores de microdurezas obtenidos en las juntas a tope

En la Tabla 7 se muestran los valores obtenidos de la medición de microdureza en las juntas a tope biseladas por oxicorte y por plasma del acero ASTM A516 Gr70 que fueron soldadas. Los valores se comparan con las durezas obtenidas de una junta biselada por fresa.

Ensayos Mecánicos y END de las Juntas a Tope

Las dos juntas a tope realizadas fueron sometidas a inspección por radiografía. El ensayo mostró falta de fusión en la raíz, escoria atrapada en las dos juntas y porosidad en la junta biselada por oxicorte. A pesar de la presencia de discontinuidades hubo buena fusión en la interfase MS-MB.

Las probetas de tracción ensayadas de las juntas soldadas a tope del acero ASTM A516 Gr70, fallaron en la zona del metal base. Se registró un valor de tensión de rotura máximo de 565 MPa en la probeta biselada con oxicorte y 562 MPa en la biselada con plasma. No se realizaron mediciones de elongación.

En la probeta de plegado de la junta fabricada con oxicorte se observó la presencia de fisuras a partir de poros en el MS, Figura 7. La longitud de las mismas fue menor a 3 mm. La probeta de plegado de la junta biselada por plasma no presentó defectos.

ACERO ASTM A516 Gr70

HV0,3 promedio MS línea superior

HV0,3 promedio MS línea inferior

HV0,3 máxima ZAC última

pasada

Bisel realizado con fresa

303 265 ---

Bisel realizado por oxicorte

280 252 447

Bisel realizado por corte por plasma

252 251 343,8

Tabla 7. Microdurezas juntas a tope.

Figura 7. Probeta de plegado. Muestra de la junta 70-O.

Discusión de Resultados y Conclusiones

Soldaduras de pasada simple bead on plate.

El análisis de las soldaduras de pasada simple, bead on plate, se realizó comparando los tres tipos de corte entre sí y para cada acero, teniendo como referencia las soldaduras realizadas sobre corte por chorro de agua, debido a que en este tipo corte no se registraron modificaciones microestructurales a nivel microscópico en el corte puro.

El acero AISI 4140 presentó microestructuras y valores de microdureza similares del MS en las probetas soldadas sobre los tres tipos de corte, Figura 2. El análisis químico realizado, muestra una diferencia en el contenido de carbono del metal de soldadura, siendo mayor el porcentaje en la soldadura realizada sobre el corte por

23

chorro de agua y sobre el cual no se ha podido hallar una justificación, Tabla 3. Se detectó falta de fusión en el límite MS-ZAC (línea de fusión) en ésta muestra. A pesar de la diferencia en el contenido de carbono, se observó la misma microestructura en la ZAC y en el MS en los tres casos.

Los principales cambios se observaron en el acero ASTM A516 Gr70, en donde hubo un comportamiento anómalo en el MS y en la ZAC de la probeta soldada sobre una superficie afectada por oxicorte. Se registró una gran disminución de la microdureza en el metal de soldadura en la pasada simple realizada sobre el oxicorte (220 HV0.3-300 HV0.3), Figura 3. Esta disminución se relaciona con el análisis químico realizado en el cordón, donde se aprecia una disminución de elementos tales como Mn, Si, cuyo rol es actuar como desoxidantes de la pileta de soldadura, Tabla 4. La oxidación de la superficie obtenida en el corte manual por oxicorte, refleja la pérdida de dichos elementos en el cordón. Por otro lado se observa la disminución de elementos tales como el Ni y Mo, cuyo rol es otorgar a la unión soldada dureza y resistencia, Tabla 4. Esta disminución de elementos de aleación se correlaciona con la caída de la curva de dureza por debajo de la curva que corresponde al corte por chorro de agua, Figura 3. En la ZAC de esta misma muestra, puede observarse el cambio microestructural y la presencia de mayor proporción de ferrita lo que concuerda con la caída en valor de microdureza de esta zona con respecto a la ZAC de la referencia, Figura 4(d) y Figura 3.

En las soldaduras realizadas sobre superficies afectadas por plasma, no se registraron grandes disminuciones en los elementos de aleación del cordón de soldadura, Tabla 4, con respecto al de referencia y tampoco se registraron disminuciones en la microdureza del metal de aporte, Figura 3. También se observan microestructuras similares a las obtenidas en una soldadura realizada sobre una superficie cortada por chorro de agua, Figura 4(e) y 4(f).

Puede observarse que el metal de soldadura de la probeta de referencia presenta ferrita acicular con tamaño de grano menor que el MS de la superficie soldada por oxicorte, Figura 4(a). El MS de la superficie soldada sobre el corte por plasma posee características microestructurales similares a las del MS de referencia, pero con la presencia de ferrita primaria, Figura 4(e).

En el acero ASTM A514 GrB se observa una disminución de la dureza en el cordón soldado sobre oxicorte y plasma con respecto al soldado sobre una superficie cortada por chorro de agua. La disminución de dureza, se justificaría con la caída de elementos de aleación cuyo rol es desoxidar la superficie, proveer de dureza y resistencia a la unión soldada, Tabla 5. Del análisis de dureza se puede observar que la ZAC presenta un comportamiento similar en cuanto a dureza independiente del tipo de corte, Figura 5. A nivel microscópico, no se observan cambios significativos, excepto una reducción de islas de ferrita en las muestras soldadas sobre oxicorte y plasma.

En el caso del acero ASTM A335 P91, a pesar de que la superficie afectada por el corte puro por plasma incrementa la dureza superficial, en una pasada bead on plate se registraron valores de dureza similares a los obtenidos en la soldadura de una superficie afectada por chorro de agua. De acuerdo al análisis de dureza obtenido, la zona afectada por el calor presenta valores

Juntas a Tope

Las microdurezas de las juntas a tope biseladas por oxicore y por plasma muestran valores menores pero similares a los obtenidos en una junta biselada fabricada mecánicamente y soldada con el mismo calor aportado por pasada, Tabla 7. Esto indicaría que el método de corte, no genera modificaciones en cuanto a la aparición de microestructuras frágiles.

El ensayo de tracción muestra que las probetas fallaron en el metal base, lo que indicaría que las juntas presentan una buena unión metalúrgica y de mayor resistencia a la tracción que el acero base.

La probeta de plegado de la junta fabricada con oxicorte falló en el metal de soldadura detectándose su comienzo en un poro, defecto que se había registrado mediante la radiografía y que actúo como concentrador de tensiones durante la elongación, Figura 7. La probeta de plegado de la junta biselada por plasma no mostró defectos. No se presentó fisuración en la zona de unión MS-MB ni falta de fusión en la interface. El proceso FCAW-G, mostró un buen desempeño de los electrodos utilizados sobre las superficies analizadas.

El análisis realizado en las soldaduras sobre cortes manuales indica que la composición química del metal de aporte en una pasada bead on plate se ve fuertemente afectada por la composición química presente en la superficie afectada por el corte y por su irregularidad. Sin embargo, los ensayos y resultados obtenidos, indicarían que en aceros de baja aleación soldados con procesos con gas de protección y flux interior se puede lograr comportamientos aceptables en cortes automatizados. En aceros de alta aleación tales como el ASTM A335 P91, un análisis de la formación de precipitados debe realizarse para definir la conveniencia de utilizar biseles obtenidos mediante cortes térmicos. En los aceros ASTM A335 P91 y ASTM A514 GrB está previsto realizar la soldadura a tope con biseles automatizados para evaluar el comportamiento del corte previo.

Referencias [1] L. Ávila Garay, Pasantía Instituto de Tecnología Jorge A. Sabato (2008).

[2] Kearns, W., H., Ed. In Welding Handbook , Welding Processes – Arc & Gas Welding and cutting (9th ed).

[3] M. Harnicárová, J. Zajac, A. Stoic, Tehnicki vjesnik 17, (2010) 3.

[4] Ian D. Harris, Edison Welding Institute. Columbus, Ohio, USA (1999).

[5] M. Poliserpi, M. Zalazar, Memorias SAM/CONAMET. Puerto Iguazú, Misiones, Argentina (2013).

[6] Steimbreger C., Tesis de grado, Universidad Nacional del Comahue. Neuquén, Argentina (2012).

similares en los dos tipos de corte realizados teniendo en cuenta que la probeta de corte puro afectada por plasma, fue precalentada a 220°C previamente al proceso de soldadura. Las elevadas temperaturas de trabajo eliminaron la deformación introducida en el corte, y el efecto previo del mismo no influyó, obteniéndose las mismas condiciones microestructurales que la probeta soldada sobre una superficie cortada por chorro de agua. Del análisis químico realizado, no se observan cambios químicos entre las dos probetas de pasada simple, lo que indicaría que el corte no produce cambios de composición en este tipo de aceros en las condiciones trabajadas, Tabla 6.

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