Folleto Recuperación de piezas

2013

Dr. Ramón Martínez

Facultad de ingenierías

02/07/2013

RECUPERACIÓN DE PIEZAS POR SOLDADURA Y OTROS MÉTODOS

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RECUPERACION DE PIEZAS

PROFESOR: Dr. Ramón Cristóbal Martínez García

CONTENIDO

Introducción. Conceptos fundamentales. Fundamentos del proceso. Criterios para la selección del

método más racional. Valoración económica. Consideraciones generales sobre la organización de la

recuperación de piezas. Defectado. Principales causas de fallas en las piezas. Aspectos generales

sobre desgaste. Particularidades de las estructuras y aleaciones empleadas en la recuperación de

piezas afectadas por desgaste. Criterios. Consideraciones prácticas. Precalentamiento y

tratamiento térmico posterior. Particularidades de las estructuras y aleaciones empleadas en la

recuperación de piezas afectadas por desgaste. Morfología de las estructuras del metal depositado.

Tipos de estructuras y características. Principales aleaciones empleadas en la recuperación de

piezas. Morfología de las estructuras del metal depositado. Tipos de estructuras y características.

Principales aleaciones empleadas en la recuperación de piezas. Selección del metal de aporte para

mantener un borde cortante. Selección de metal de aporte para proteger una superficie simple.

Selección de metal de aporte para proteger las superficies en contacto. Selección de materiales de

reconstrucción. Consideraciones prácticas para la elección de un material de relleno.

Precalentamiento y tratamiento térmico posterior. Principales procesos de recuperación de piezas.

Procesos manuales. Procesos semiautomáticos. Procesos automáticos. Tecnología de recuperación

de piezas por relleno superficial por soldadura. Proyección térmica. Rotura en las piezas. Aspectos

generales sobre rotura. Concepto. Rotura por agrietamiento tenso-corrosivo. Rotura por

agrietamiento laminar. Rotura por hidrógeno. Ensayos. Reparación de piezas por soldadura. Piezas

de acero fundido. Piezas de acero de herramienta. Piezas de acero al manganeso. Piezas de acero

inoxidable. Piezas de aceros inoxidable fundido resistente al calor. Tipo caja. Tipo elemento.

Problemas de soldabilidad. Proceso de soldadura. Selección del metal de aporte. Precalentamiento

y temperatura entre pasadas. Tratamiento térmico post-soldadura. Reparación por soldadura de

piezas de Aceros Austeníticos al Manganeso. Reparación por soldadura de piezas de Aceros

Inoxidables. Soldadura de fabricación. Preparación de la unión. Procedimiento de soldadura.

Soldadura de reparación. Consideraciones especiales para la soldadura de reparación. Defectos

de la soldadura. Reparación por soldadura de piezas de hierro fundido. Características físico-

química de los hierros fundidos. Soldabilidad. Preparación de la soldadura. Precalentamiento.

Soldadura sin precalentamiento. Técnicas de soldadura. Recomendaciones prácticas. Criterios para

la selección del material de aporte.

Dr. Ramón Martínez Recuperación de piezas por soldadura y otros Métodos

UPONIC FACULTAD DE INGENIERÍAS

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Introducción. Conceptos fundamentales. Fundamentos del proceso.

En nuestros países las piezas de repuesto, necesarias para la reparación y mantenimiento de los

equipos, en gran medida se importan, y la adquisición de las mismas, por lo general, presentan

dificultades, entre las que se destacan las relacionadas con la adquisición por escases de la marca,

modelo y el año de fabricación del equipo el que en algunas ocasiones es ya declarado obsoleto.

Ejemplo de esto existen innumerables, por mencionar algunos:

Cigüeñales de la locomotora ferroviaria GM-900, Estadounidense.

Cilindros hidráulicos para retroexcavadoras, Hitachi, Japoneses.

Arboles de leva del motor de la locomotora ferroviaria MSX-1000, Canadiense.

Partes de la bomba de inyección del motor para camión KAMAZ, Ruso.

Enormes inversiones se realizan anualmente en la compra de piezas de repuesto, que por lo regular

no satisfacen la demanda, mientras que miles de piezas con posibilidad de recuperación son

declaradas chatarra. Como ejemplo de esto tenemos:

Ruedas de ferrocarriles de distintas marcas. 450 USD/u.

Coronas de molinos cañeros. 200 USD/u.

Engranajes Flender. 600 USD/u.

Martillos de molinos de piedra. 25 USD/u.

Guijos de los molinos de caña 20000 USD/u.

Otras que pueden ser enumeradas.

Esta situación debe llevar a nuestros países a trazar un criterio que debe tener como posición

fundamental la sustitución de importación de piezas de repuesto y se basa en dos aspectos

fundamentales:

1. Fabricación de Piezas de Repuesto.

2. Recuperación de Piezas de Repuesto.

Ambos criterios deben ser considerados aunque el que aparece como segundo, puede tener mayor

incidencia de tipo económica, siempre que sea aplicada una tecnología científicamente sustentada

pueden y deben ser los siguientes resultados:

1. Aumento de la vida útil de los componentes con el objetivo de reducir costos de reposición y

mantenimiento.

2. Evita interrupciones largas de servicio y, por consiguiente, evita pérdidas de producción.

3. Reduce costos de inversión debido al incremento de la vida útil de los componentes.

Teniendo en cuenta la formación profesional del auditorio o independiente de ella se considera

necesario definir algunos conceptos fundamentales que ayudaran a la mejor asimilación de los

objetivos del curso:

1. Elemento básico del mecanismo: Es cualquier parte de este que resulte indivisible mediante

los métodos normales de ensamble.

Ejemplo: Engrane de cuerpo único, árbol de una sola piezas, rueda de grúa, etc. En el caso de que

el elemento esté formado por varias partes desarmables, como por ejemplo, una sección de un árbol



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de leva o el cubo de un engranaje seccionado, esta sección constituiría el elemento básico del

mecanismo.

2. Pieza de repuesto: Es el elemento básico de un mecanismo que se utiliza para sustituir a otro

similar, que no puede continuar realizando su función por haber perdido total o parcialmente sus

parámetros de uso.

Ejemplo: Cualquier pieza que pueda ser cambiada sin previo ajuste, como pueden ser los pasadores

de bicicleta, rodamientos etc.

3. Pieza de desecho: Es aquella que al ser sometida al proceso de defecación, se determinó que

por su grado de deterioro no está apta para continuar siendo explotada y no permite su

recuperación de manera que garantice la explotación segura.

Ejemplo: Discos de arado partidos etc.

4. Pieza recuperable: Es aquella que después‚ de defecada se determina que no se encuentra

dentro de los parámetros permisibles de trabajo, pero que aún reúne las condiciones físicas que

posibilitan la aplicación de métodos de recuperación para el restablecimiento de sus parámetros

normales o permisibles.

Ejemplo: Elementos como pistones que no estén partidos ni deformados, impelentes de bombas

deteriorados por la cavitación u otro tipo de desgaste, bancazos de molinos sin múltiples fisuras,

varios ejemplos de esto pueden ser puestos y el criterio de aceptación puede cambiar según las

condiciones técnicas y el conocimiento.

5. Recuperación de piezas: Es todo proceso tecnológico al que se somete una pieza que se

encuentra afectada por algún tipo de daño con la consecuente afectación de sus parámetros de

trabajo y seguridad y mediante el cual la misma los recupera para poder reincorporarse al

servicio de explotación segura, según las normas que se apliquen para el caso.

La recuperación de piezas puede ser de dos tipos:

1. Con aporte de material: Es cuando los parámetros nominales son devueltos a la pieza

mediante la aportación de material.

Ejemplo: Empleo de la soldadura de relleno o reparación, proyección térmica, galvanizado, etc.

2. Sin aporte de material: Es cuando los parámetros nominales son devueltos a la pieza sin

aporte de material.

Ejemplo: Tratamiento térmico, enderezado etc.

El proceso también es conocido como reparación o restauración, el caso de la reparación no debe

ser confundida con la actividad de reparación establecida por el fabricante en la cual el elemento no

ha perdido sus parámetros permisibles de trabajo.

Una vez visto los conceptos fundamentales que se tienen en cuenta en la recuperación de piezas se

puede pasar a los fundamentos que rigen este proceso.

Pueden ser considerados dos requisitos fundamentales los cuales serán objeto de análisis para la

determinación de la factibilidad en la recuperación de una parte o pieza.



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1. La pieza a recuperar es considerada inservible físicamente según el trabajo seguro, o sea,

que haya perdido sus parámetros de trabajo, lo que la hace inutilizable para continuar su

explotación, o que pudiendo continuar un poco más se determine que no va a durar hasta el

próximo mantenimiento programado.

2. Que exista un proceso tecnológico el cual al ser aplicado, garantice la devolución de los

parámetros nominales necesarios para el trabajo seguro de dicha pieza, que posibilite

reintegrarla a un nuevo ciclo de explotación.

Este último aspecto hay que seguirlo muy de cerca, pues en determinados momentos el método

existente no se aplica a la pieza por determinadas condiciones de la misma, ya sea por una

situación coyuntural o por la posibilidad de su adquisición. También se tiene en cuenta el aspecto

económico, es necesario tener seguridad en que el proceso que se aplique a la pieza, su costo de

aplicación no sea superior al de pieza nueva teniendo en cuenta lo que se podría obtener por la

venta de la pieza como chatarra. Por esto deben tenerse en cuenta un conjunto de consideraciones

que en lo fundamental salen del estudio, la experiencia y las condiciones del taller entre de las que

no se pueden obviar el factor económico.

1. Una pieza que se rescata de un equipo que no se encuentra insertado al proceso productivo

pues ha sido sustituido o dado de baja después de ejercerle la defectación y se le da

utilización en otro equipo por estar dentro de los parámetros permisibles de trabajo, no es

una pieza recuperada, ya que no ha sido sometida a proceso tecnológico alguno.

2. Una pieza que esta fuera de sus parámetros permisibles de trabajo y es empleada como

materia prima para la fabricación de otra pieza, no se considera pieza recuperada, pues no

se le están sustituyendo sus parámetros de trabajo si no que se está usando como materia

prima.

3. Una pieza que tiene previstas varias medidas de reparación y que existe de forma industrial

la pieza sobre-medida conjugada con esta, no es pieza recuperada, ya que al llevarla a una

de estas medidas de reparación la pieza aún está dentro de los parámetros permisibles de

trabajo.

4. Si una pieza sobrepasa el límite de las medidas de reparación previstas, según diseño y

cálculos de resistencia, perdiendo sus parámetros de trabajo, pero es sometida a un

proceso tecnológico que le restaura dichos parámetros nominales, entonces se considera

pieza recuperada.

5. Cuando se adapta a un conjunto una o varias piezas provenientes de otro equipo, no se

están recuperando las restantes piezas del equipo, ya que estas estaban en sus parámetros

permisibles de trabajo y el concepto de recuperación se aplica solamente al elemento

básico y no a los agregados o conjunto.

6. Una pieza desmontada en un mantenimiento programado, en la que se comprueba

mediante defectación que está dentro de los parámetros permisibles, pero que no está apta

para continuar su explotación hasta el próximo mantenimiento, es una pieza recuperada si

mediante un proceso tecnológico se le restituyen aquellos parámetros que permitan su

utilización en el nuevo ciclo de explotación.

7. Una pieza que está dentro de los parámetros permisibles de trabajo, apta para continuar su

explotación hasta el próximo mantenimiento programado, pero que en contra de lo indicado



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y por alguna razón específica se le aplique algún procedimiento tecnológico para devolverle

sus parámetros originales, no se considera una pieza recuperada, sino una reparación de la

misma.

8. Una pieza que ha perdido sus parámetro permisibles de trabajo y que además, y que para el

conocimiento y las posibilidades reales existentes no existe procedimiento tecnológico

capaz de restituirlo, se considerar dicha pieza como pieza de desecho, hasta no tener

solución por la vía de la recuperación.

Criterios para la selección del método racional.

La selección del método racional, representa uno de los problemas principales mediante el estudio

de los procesos tecnológicos de recuperación de piezas. Para ello se tienen en cuenta los

siguientes criterios:

Criterio de aplicabilidad:

Siempre es un criterio preliminar, el cual prevé uno o varios métodos para la recuperación de una

pieza, en él se valoran los siguientes aspectos:

1. Material base y su estado.

2. Característica de la pieza conjugada.

3. Tipo de deterioro y su valor.

4. Forma de la superficie a restaurar.

5. Dimensiones de la pieza.

6. Tipo de carga y esfuerzos a que se encuentra somentida.

Criterio de durabilidad:

Valora el método de recuperación desde el punto de vista de la garantía de la calidad obtenida

medida en capacidad de trabajo de la pieza recuperada y sus propiedades de explotación.

Entre esas propiedades se tienen:

1. Adherencia.

2. Resistencia a determinados tipos de desgaste.

3. Resistencia de las capas superficiales a la fatiga.

Valoración económica.

Criterio técnico económico:

Implica una valoración integral entre el costo de la pieza recuperada y su durabilidad, lo cual puede

hacerse a través de un análisis de piezas en explotación o a través de ensayos acelerados.

Es necesario destacar que la elección del método óptimo de recuperación va a estar dado por una

valoración integral de los tres criterios que anteriormente planteamos, sin ningún tipo de

discriminación, sin embargo en la situación actual de nuestros países el criterio técnico económico

es el que prima debido a lo limitado de nuestros recursos y la presencia en el de los dos restantes.



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Este método en cuestión se basa en la siguiente expresión:

CnCr

Dónde:

Cr: Costo de la pieza recuperada ($).

Cn: Costo de la pieza nueva.($)

El costo de la pieza nueva (Cn) se obtiene de la siguiente ecuación:

Cn=Cpna-Cpch

Dónde:

Cpna: Costo de la pieza nueva adquirida.($)

Cpch: Costo de la pieza como chatarra.($)

El resultado de la ecuación da la idea del costo si la pieza se comprara o fabrica nuevamente, pero

que parte de los gastos de adquisición o de fabricación saldrían del precio de la pieza desechada,

vendida como chatarra. (0.09Cpna)

Costo de la pieza recuperada: (Cr)

La apreciación del costo de recuperación de la pieza persigue los siguientes objetivos:

1. Valorar la efectividad técnica económica de la soluciones.

2. Tomar la solución conveniente para la empresa.

3. Brindar la información necesaria para la elaboración y control de los planes de producción.

4. Establecer precios.

Costo de recuperación no es más que la suma de los gastos incurridos en el proceso de

recuperación expresados en términos monetarios.

Cr=Cor+Com+Cott+Coc.

Dónde:

Cor: - Costo de operación de rellenado ($).

Com. - Costo de la operación de maquinado.($)

Cott. - Costo de la operación de tratamiento térmico.($)

Coc. - Otros costos, Puede contemplar limpieza, defectado, montaje, etc.($)

Cor=Cre+C*I

Dónde:

Cre: Costo de rellenado.($)

C: Coeficiente de efectividad de la inversión. Se asume 0,5 para la rama de construcción de

maquinaria significa lo que se amortiza una inversión en un año.

I: Inversiones ejecutadas para llevar a cabo la operación de relleno. Esto contempla todo lo que

se compra o construye adicional al relleno (dispositivos, hornos).($)

Cre=Cd+Ci

Dónde:

Cd: Costos directos del proceso, son los que se pueden identificar directamente con el proceso

de producción.($)

Ci: Costos indirectos.($)

Cd=Cmr+Cee+Cmo+Cpc+Cdc+Css

Dónde:

Cmr: Costo del material de relleno (electrodos, fúndente, gases, etc.).($)



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Cmr=Cec+Cf+Cg

Cec: Costo del elect. consumido ($)

Cec=Mmd*Pe

Mmd: Masa de metal a depositar (kg.)

Pe: Precio del electrodo ($/Kg.)

Mmd= Vad * / K

Vad: Volumen de metal a depositar (mm³.)

: Peso específico del material (g/mm³)

K: Coeficiente de consumo para cada proceso

Proceso K

SMAW 0.65

FCAW 0.82

SAW 1

GMAW 0.92

Cf = Mfc*Pf

Cf.- Costo del fundente consumido ($)

Pf.- Precio del fúndente ($/Kg..)

Mfc.- Masa de fúndente consumido (kg.)

Mfc = (0.8-1.3)Mmd

Cg.- Costo del gas consumido ($)

Cg=Vgc*Pg

Vgc.- Volumen de gas consumido (l)

Vgc= Fg*T

Fg: Flujo de gas (l/min.)

A.-Razón de deposito (Kg./h)

T=Mmd/A Proceso A

(Kg/h)

SMAW 0.8-3

SAW

1 alambre 2-15

Multiples 5-30

Cintas 5-30

GMAW 1.5-8

FCAW (auto.)

1 alambre 2-9

2 alambres hasta 40

T.- Tiempo de soldadura (min.)

Pg.- Presio del gas ($/l)

Cee= (Mmd/A)* [(Va* Is / *1000) + { N * ( 100 - Ed / Ed )} ] Pkw

Va: Voltaje de arco (V)



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Is: Corriente de soldadura (A)

: eficiencia del equipo Equipo Eficiencia

Rectificador 0.75

Generador 0.85

Transformador 0.8

N.- Consumo en vacío del equipo (Kw) Equipo Consumo

Rectificador 0.3-0.6

Generador 1-3

Transformador 0.2-0.5

Ed.- factor operativo (%) Proceso Ed (%)

SAW 40-90

SMAW 8-30

GMAW 10-60

Pkw.-Precio del Kw industrial ($/Kw)

Cmo= 1.2 * Cs

Cs: costo por salarios ($)

Cs= (Pac / A) * L * (100 / Ed)

L.- salario en horas del soldador ($/h)

Cpc: Costo de precalentamiento (si es necesario). Es igual costo de los gases utilizados si el

precalentamiento se da por llama o de la corriente eléctrica consumida, si se da en horno.

Cop: Costos de dirección vinculados a la producción. Contempla la estructura de dirección del

taller (J' de brigada, J' de turnos, etc.).

Cdp = 9%Cmo

Este porciento depende de la rama, es 9 cuando es en maquinaria de ferrocarriles.

Css.- Costo de seguridad social, esto contempla retiro, mantenimiento en caso de accidentes,

etc..

Css=9%Cmo.

Ci=Ctc+Ct+Cdc+Ctcmp+Cm+Ca.

Dónde:

Ctc.- Costo del trabajo científico investigativo.

Ctc=0,64Cmo.

Ct.- Costo de trabajos de taller.

Ct=1.8Cmo

Ctmpc.- Costo de transporte de materia prima y combustibles.

Ctmpc=0,052 (Cmr+Cpc)

Cm.- Costo de mantenimiento.

Cm=8%Cd

CA.- Costo de amortización de equipos.

No es más que la suma de los costos de amortización de todos los equipos.

Tu.- tiempo de utilización del equipo.(min.)

CA=(Ka*Ce*0.000007891)Tu

Ka.- coef. de amortización

Ce.- costo del equipo ($)



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Consideraciones generales sobre la organización de la recuperación de piezas.

Con anterioridad se pudieron analizar las condiciones que deben poseer las piezas para poder ser

considerada recuperables, sin embargo para poder llevar acabo ese fin es necesario tener una

infraestructura mínima que garantice la calidad y rapidez necesaria en estos procesos.

Según criterios de especialistas, los procesos de recuperación se pueden organizar de la siguiente

forma:

1. Plantas de reparación general.

2. Talleres de mantenimiento industrial.

3. Talleres especializados.

De estas tres formas de organización la que se realiza en los talleres de mantenimiento industrial es

la que más se aplica en nuestros países, sin embargo las demás formas también pueden ser

encontradas.

Estas formas de organización garantizan los siguientes aspectos:

La realización de un seguimiento planificado adecuadamente para que de esa

forma se recupere en el momento adecuado.

Mayor rapidez en la ejecución del proceso de reparación teniendo en cuenta los

tiempos de paradas y por consiguiente las presiones que ejercen los flujos

productivos.

La característica de este tipo de taller es el carácter unitario o de poca masividad de las piezas que

son restauradas.

El esquema organizativo de la recuperación en un taller de mantenimiento industrial se muestra a

continuación en la figura 1.

Figura 1 Esquema organizativo de la recuperación en un taller de M.I.

Pieza o Parte Para Recuperar.

Defectado. Control estadístico.

Apta. No Apta. Chatarra.

Realización de la Tecnología Índice de consumo..

Ejecución.

Control final

Equipo. Almacén.



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Defectado:

Es la etapa inicial de todo proceso en el cual queda claro, cual es la propiedad funcional o aspecto

que la pieza ha perdido, además se establecen los parámetros a recuperar. La pieza se revisa

íntegramente de tal forma que sean claramente establecidos los problemas que la misma pueda

tener y que afecte su óptimo funcionamiento.

Para que el defectado sea eficiente es necesario contar con los instrumentos de medición y control

que permitan una revisión profunda ya que esto es determínate en la elaboración del procedimiento

de recuperación a emplear.

Entre los instrumentos de medición y control se tienen los END y técnicas afines. Es importante

señalar la necesidad del control estadístico del defectado pues permite estudiar cuales son las

causas que producen el descarte y la frecuencia con que aparece, lo que trae consigo el poder

tomar decisiones desde el punto de vista de la recuperación y de la de explotación.

Tecnología:

La etapa de tecnología es la que conjuga las características del problema de la pieza con las

condiciones concretas del taller, lo que permite utilizar más racionalmente el equipamiento existente

y reducir el costo total de recuperación. En esta etapa se produce la elaboración del documento

tecnológico operacional (carta tecnológica) Registra todos los aspectos operativos así como los

índices de consumo de la pieza.

Ejecución:

En esta etapa se lleva a cabo el cumplimiento de la tecnología según el procedimiento elaborado en

la etapa anterior. Puede darse el caso que la tecnología elaborada no se ajuste a las condiciones de

ejecución por lo que en esta etapa se dan los aspectos necesarios para su corrección.

Control final:

En la misma se corroboran si todos los aspectos señalados en la etapa de defectación fueron

vencidos aquí al igual que en la primera etapa, se necesita que este apoyada por medios o

instrumentos de control, en el caso que la pieza no cumpla con los requisitos, aquí se debe actuar y

evitar que la pieza se ponga en producción.

Principales causas de fallas en las piezas.

El incremento de la durabilidad de las maquinas es uno de los problemas más importantes en la

construcción de maquinaria y más aún en nuestros países, donde todo está altamente influenciado

por el aspecto económico, por la imposibilidad de adquirir nuevas maquinarias o piezas de repuesto

para las ya existentes.

Si el objetivo final es evitar lo anteriormente dicho, el punto de comienzo es determinar la causa

fundamental que origine ese deterioro, de las cuales se destacan dos fundamentales:

1. Desgaste.

2. Fractura por fatiga.

El desgaste como causa de deterioro ha sido estudiado por varios investigadores los que coinciden

que el mismo representa alrededor del 85 % de las causas que dan de baja a los elementos de

maquina a nivel mundial.



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Aspectos generales sobre desgaste.

Definición:

Pérdida progresiva de sustancia en la superficie de trabajo de los cuerpos como resultado del

movimiento relativo de los mismos, lo que lleva a la variación de las propiedades físico y/o químicas

de los elementos.

Diversos factores inciden en el desgaste, lo cual lo convierte en un sistema complejo, donde se

establece una conexión entre la fricción, el desgaste y las características físico - mecánicas de los

cuerpos deslizantes en dependencia de las condiciones externas (ver figura2).

Figura 2. Factores inciden en el desgaste.

Sistema en que se desarrolla el desgaste.

En dependencia de la interacción de cada uno de los factores se puede deducir que entre la

interacción de la superficie y el desgaste median tres etapas consecutivas y por tanto tres niveles de

velocidad de ocurrencia del desgaste, los cuales no pueden ser analizados solamente desde una

superficie, sino también desde el par friccional, como se muestra en la figura 3.

Figura 3 Niveles de desgaste.

I- Asentamiento- Interacción de las superficies. (Factores de entrada.)

II- Desgaste normal- Cambio de propiedades en las superficies . (Factores internos.)

III- Desgaste catastrófico- Daño a la superficie. (Factores de salida.)

La duración de cada una de las etapas está dada por la intensidad de los factores que intervengan

en cada una, pudiéndose dar el caso que después de la etapa de asentamiento, debido a la

intensidad de los factores de entrada pudiera ocurrir la de desgaste catastrófico.

Esto parecer sencillo de explicar si el desgaste fuera uno solo. Pero lamentablemente sobre una

pieza actúan varias condiciones que provocan varios tipos de desgaste, que sumados a las



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solicitaciones mecánicas a que están sujetos los componentes, genera la necesidad de una

clasificación para ellos.

Clasificación de los desgastes.

Una clasificación universal de los tipos de desgaste no existe. Sin embargo, las más conocidas son:

Clasificación según el tipo de movimiento relativo.(Siebel 1938)

1. Clasificación según el tipo de mecanismo de formación del desgaste. (Barwell 1957)

A pesar de estas clasificaciones propuestas anteriormente, es necesario para una definición unívoca

del desgaste las siguientes características:

1-Tipo de movimiento relativo.

2-Elementos interactuantes.

3-Mecanismo fundamental del desgaste.

Tipos de movimiento relativo:

Deslizamiento

Figura 4. Esquema de deslizamiento.

Es el corrimiento de una superficie respecto a la otra bajo la acción de una fuerza P, donde una

efectúa un movimiento V respecto a la otra.

Ejemplo de deslizamiento pueden ser vistos con frecuencia en las bancazas de las maquinas

herramientas.

Rodadura

Figura 5. Esquema de rodadura.

Es el corrimiento de una superficie respecto a otras, pero que a la vez de deslizarse, rota sobre su

propio eje.

Ejemplo: Rodillos de un rodamiento tipo rollete.

Impacto



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Figura 6. Esquema de impacto.

Es cuando dos o más cuerpos chocan. Ejemplo: Piedras en una tolva.

Flujo

Figura 7. Esquema de flujo.

Es la acción del movimiento de un fluido sobre las paredes de un cauce. Ejemplo: El movimiento de

soluciones azucaradas por el interior de una tubería.

Elementos Interactuantes:

Esto depende de la naturaleza física de los cuerpos que interactúan.

Sólido- sólido.

Sólido- liquido.

Sólido- liquido- sólido.

Mecanismo fundamental de desgaste:

El mecanismo fundamental de desgaste consiste en el modo en que se desprende la capa de metal

durante la interacción y puede ser de cuatro tipos fundamentales:

Fatiga Superficial:

El proceso de fatiga superficial está relacionado con los ciclos de tensiones repetitivas en el

contacto por rodadura o por deslizamiento, sin mediar necesariamente otras interacciones físicas.

En ella el nivel máximo de tensiones no sería perjudicial si fuera constante a tracción o a

compresión. Ver figura 8.

Figura 8. Proceso de fatiga superficial



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Abrasión:

El fenómeno de desprendimiento de partículas tiene lugar por el contacto físico directo de dos

superficies, de las cuales una es más dura que la otra. Las irregularidades de la superficie dura se

introducen en la más blanda provocando surcos o microcortes que desprenden el material o causan

acanaladuras impresas plásticamente, ver figura 9, sin remoción de material.

Figura 9. Proceso abrasión.

La ocurrencia de este mecanismo está condicionada por la dureza de la superficie.

HBp- Dureza de la partícula.

HBmet.- Dureza del metal.

Si HBp>>HBmet. se produce el microcorte o la ralladura.

Si HBp es aproximada a HBmet. no ocurre el mecanismo abrasivo.

Si HBmet=1.3HBp. Se obtienen buenos resultados de resistencia.

Este mecanismo abrasivo se puede dividir en tres tipos:

1-Abrasión de baja presión.

2-Abrasión de alta presión.

3-Abrasión por arranque o impacto.

Abrasión a baja presión:

El desgaste ocurre gradualmente por el deslizamiento de partículas, moviéndose libres sobre una

superficie, produciendo un rayado o pulido. Las tensiones actuantes son bajas y no exceden la

resistencia a la rotura del abrasivo, no se fragmentan.

Figura 10. Abrasión de baja presión.

Abrasión a alta presión:

El desgaste ocurre en el caso en que el abrasivo es forzado a penetrar entre dos superficies. Dadas

las fuerzas de compresión aplicadas las partículas se fracturan, al igual que el metal base, por lo

que este debe poseer alto límite de fluencia.



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Figura 11. Abrasión de alta presión

Abrasión por impacto:

Involucra la remoción del material por la acción del abrasivo, cuyas partículas son de tamaño

apreciable e impactan en la superficie bajo un ángulo determinado. La energía de impacto se

transfiere al material y haciendo que el abrasivo produzca grandes surcos y ralladuras apreciables a

simple vista.

Figura 12. Abrasión con impacto.

Desgaste adhesivo:

El desgaste adhesivo generalmente ocurre entre dos superficies perfectamente pulidas que se

deslizan por contacto, las mismas al colocarse a distancias menores de 1mm (figura 13),en las

áreas de contacto empiezan a actuar las fuerzas de largo alcance de Van der Waals, esto permite

que interacciones las irregularidades de la superficie, las que se deslizan unas sobre otras,

surgiendo una fuerza de fricción que trata de evitar el movimiento, causada por la deformación de

las asperezas en contacto. Estas fuerzas causan soldaduras localizadas en los puntos en que se

interceptan las crestas de ambas superficies. Mediante este movimiento las partes fusionadas se

vuelven a separar, astillándose ambas superficies, este proceso continuo ya que esto da lugar a

nuevas asperezas.

Figura 13. Superficie sometida al desgaste adhesivo.

Velocidad del desgaste:

La velocidad del desgaste es función de un gran número de factores, entre los cuales se tienen:

1-Cargas actuantes.

2-Velocidad.



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3-Area de contacto real.

4-Limpieza de la superficie.

Es muy importante destacar la estructura metalográfica puesto que los materiales con estructuras

similares poseen una mayor tendencia a las microsoldaduras, siendo esto más marcado cuando se

rozan sin lubricación. Además las partículas que se desprenden de una o de las dos superficies,

generan desgaste por abrasión. Pero en el caso de cargas livianas y bajas velocidades, lo que se

genera es una fina película de metal oxidado, compuesto por micropartículas desprendidas y el

desgaste es suavizado por la interposición de esas partículas, produciéndose un ciclo de desgaste

suave hasta que se rompe la película.

Desgaste corrosivo - mecánico:

El desgaste corrosivo mecánico tiene lugar en condiciones de acción del medio ambiente e

interacción dinámica entre los tres elementos. Si las dos superficies reaccionan activamente con el

medio, esto conlleva a la formación ininterrumpida y el desprendimiento de los productos de la

reacción. Este mecanismo difiere de los tres anteriores en que hay un tercer elemento, el medio.

El mecanismo puede considerarse un proceso cíclico por etapas:

1. En la primera etapa el mecanismo se produce una reacción con el medio. En este proceso se

forman productos de reacción entre el medio y cada una de las superficies de los cuerpos.

2. Se produce el desprendimiento de los productos de la reacción por la acción mecánica del

medio, formando grietas y facilitando el desgaste abrasivo por la interacción de contacto entre

las superficies.

Debe recalcarse una vez más que, aunque los mecanismos de desgaste se analicen

separadamente para facilitar su estudio, la manifestación diferenciada de un solo tipo de desgaste

es posible solo en casos especiales y normalmente lo que se observa es una combinación de

mecanismos.

Identificación práctica del desgaste.

Mecanismo de desgaste Estado superficial

Fatiga superficial grietas, caries

Abrasión Excoriaciones, arañazos, ralladuras

Adhesión Protuberancias, escamas, caries

Corrosivo - mecánico Productos de reacción (Películas, partículas)

Método para determinar la resistencia al desgaste de depósitos.

La resistencia al desgaste es una de las propiedades de los metales que mayor atención brinda el

constructor de maquinaria moderno. Está bien definido que en la resistencia al desgaste de los

materiales dependen de una serie de factores entre los cuales están la dureza, plasticidad, matriz,

cantidad, forma y distribución de los carburos e inclusiones no metálicas, grado de aleación y estado

de la superficie y otros.

Por la existencia de tantos factores sucede que existen métodos diferentes en su concepción para la

determinación de la resistencia al desgaste de los metales y aleaciones, los resultados se expresan



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de muchas formas y casi todos son comparativos, de modo que hay que especificar el método y los

regímenes en cada tipo de ensayo. Solo aquellos ensayos que más se asemejen a las condiciones

reales en que trabaja los materiales dejan de ser de cierta forma ensayos comparativos.

El método que se expondrá en este documento es comparativo y acelerado el cual consiste en la

determinación la masa de sustancia desgastada por unidad de área (G) que elimina una barrena de

punta roma.

Para la realización del ensayo se toma una barrena en cuyo extremo se le ha colocado un dado de

tungsteno de diámetro 10 mm el cual tiene la forma esférica con el fin de que la acción sobre las

probetas sea de tipo abrasivo y no cortante. Esta barrena se acopla a una taladradora de columna,

la que se pone a girar a una velocidad de 50 r.p.m., en el brazo de la misma se coloca un peso de 3

kg. como se puede apreciar en la figura 14. El tiempo de ensayo es de 20 seg. Luego de la

detección del proceso se procede a su medición en un microscopio metalográfico con ocular

micrométrico acoplado con un error de ±0.012 mm.

La maza desgastada por unidad de volumen G es igual:

G= (/16R) d²

Dónde:

: Densidad del material.

R: Radio de la barrena.

d: Diámetro de la huella.

Como los parámetros y R son constantes entonces la resistencia se puede medir a través del

cuadrado del diámetro de la huella dejada por la punta de la barrena. En al fig15 se puede ver una

gráfica de d² contra % de Sn para una Fundición gris nitruradas y sin nitrurar, en el cual nitruradas

posee 6 veces más resistencia que las sin nitrurar.

Figura 14. Instalación para la realización del ensayo



18

Figura 15. Gráfica de desgaste contra % de Sn para fundiciones sin T.T. y nituradas.

Principales aleaciones empleadas en la recuperación de piezas.

Selección de metales de aporte para la recuperación de piezas afectadas por desgaste.

Criterios para su selección.

Consideraciones prácticas.

Precalentamiento y tratamiento térmico posterior.

Particularidades de las estructuras y aleaciones empleadas en la recuperación de piezas afectadas por desgaste.

Morfología de las estructuras del metal depositado. Tipos de estructuras y

características.

Principales aleaciones empleadas en la recuperación de piezas.

En la recuperación de piezas se utilizan diversos tipos de materiales metálicos, cerámicos, plásticos

o combinaciones de estos. Hasta el presente los más generalizados son las aleaciones metálicas,

sobre las que se concentrará el presente documento.

Los materiales empleados en la recuperación responden a diseños específicos que toman como

punto de partida el contrarrestar los mecanismos del deterioro superficial, que han actuado sobre la

pieza y han motivado su salida de servicio. Las aleaciones que producen los fabricantes se dividen

de acuerdo a sus fases metalúrgicas o microestructurales que representan la morfología del metal

depositado y de cuyas características depende el comportamiento de las propiedades de los

materiales.

Morfología de las estructuras del metal depositado. Tipos de estructuras y características.

Los depósitos obtenidos con características resistentes al desgaste están compuestos

estructuralmente por dos elementos fundamentales:

Matriz: Son soluciones sólidas de Fe-C o Fe-Mn, que sirven de base metálica a los demás

elementos (aglutinan).

Microconstituyentes: Son compuestos químicos formados por uno o varios elementos que

se insertan en la matriz brindándole propiedades especiales a la misma



19

Figura 16. Cuadro microestructural.

Entre las matrices metálicas se tienen:

Ferritica (Fe-).

Austenitica (Fe-).

Martensitica (Fe- (C) ).

Perlitica (Fe+Fe3C).

Matriz ferritica:

La ferrita es una solución sólida de carbono en hierro alfa (), la cual posee una estructura cúbica

centrada en el cuerpo; ella solamente es capaz de disolver hasta 0,025% de carbono, logrando una

dureza aproximada de 80 HB. Por esto prácticamente no se utiliza como aleación antidesgaste. Si

se le adiciona entre 5-6% de Mn o Ni eleva su dureza a 150 HB y se emplea para casos especiales

de recubrimientos sometidos a impacto o para la reconstrucción de piezas debido a que posee

elevada plasticidad y adherencia.

Figura 17. Estructura espacial de la ferrita.

Matriz Austenítica:

La austenita es una solución sólida de carbono en hierro gamma (), la cual posee una estructura

cúbica centrada en las caras. Es capaz de disolver hasta 2% de carbono con una dureza entre 200-

250 HB. Su capacidad para disolver carbono posibilita utilizarla como capa colchón en materiales

con alto contenido de este elemento, con los cuales posee una buena adherencia. Se emplea en la

reconstrucción de piezas sometidas a impacto (fatiga superficial y adhesión). Al añadirle elementos

que forman precipitados de alta dureza (carburos, nitruros, boruros) incrementa notablemente la

resistencia a la abrasión.



20

Figura 18. Estructura espacial de la austenita.

Matriz Martensítica:

La martensita es un compuesto químico de carbono en Fe alfa, posee una estructura tetragonal y es

capaz de disolver hasta 0,9% de carbono con una dureza entre 45-60 HRC. Se obtiene mediante un

enfriamiento brusco de la austenita. Se utiliza mucho en el recubrimiento superficial debido a su

elevada dureza, aunque se caracteriza por baja plasticidad, actua favorablemente ante el

mecanismo de fatiga superficial, mientras no existan carburos. La presencia del Cr, Mn y V disueltos

en la misma matriz posibilita que aumente el porciento de martensita en ella, ya que estos aumentan

la templabilidad de los aceros. Además también son capaces de formar carburos lo que contribuye

al aumento de la resistencia a la abrasión del depósito.

Figura19. Estructura espacial de la Martencita.

Matriz perlítica.

La perlita es un compuesto químico formado por ferrita (Fe + cementita (Fe3C) en forma de

láminas. Puede poseer una dureza entre 200-300 HB. En dependencia de la forma que tenga la

cementita disuelta en la ferrita se le encuentra de dos tipos:

Perlita globular: puede ser resistente al desgaste adhesivo.

Perlita acicular: resistente al desgaste abrasivo.



21

Figura 20: Cuadro microestructural de la perlita.

Microconstituyentes:

Grupo I Grupo II

MC M23C

M2C M7C3

M3C

Carburos.

Boruros (FenB).

Nitruros (FenN).

Carburos :

Son compuestos químicos de elevada dureza, formados por el carbono y los elementos que están a

la izquierda del hierro en la tabla periódica siguiendo la siguiente serie de actividad:

Fe-Mn-Cr-Mo-W-Nb-V-Zr-Ti.

Estos carburos siempre son mucho más duros que la matriz y se dividen en tres grupos según el

tipo de red:

Regular: Son más estables y difíciles de disolver en la matriz (Cr23C7, VC, MoC, TiC, ZrC).

Hexagonal: Menos estables, solo se disuelven a temperaturas mayores de 900 C. (Cr7C3,

W2C, WC)

Rómbico: Son los menos estables y se disuelven a temperaturas mayores de 500 C.

(Fe3C)

Todos los carburos no tienen la misma dureza y dependen de la parte metálica.

Tipo de carburo HV

MC 2000

M2C 1500-2000

M23C7 1300-1500

M7C3 1000-1300



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Nitruros y Boruros:

Estos no son componentes estructurales comunes en los aceros, sin embargo, cada vez es más

frecuente que aparezcan en los recubrimientos superficiales resistentes al desgaste. La mayoría de

los elementos formadores de carburos forman nitruros y boruros.

Tipo de Nitruro HV

FenN 1000-1200

CrnN 1200-1300

MonN 1200-1400

AlnN 900-1000

Selección de metales de aporte para la recuperación de piezas afectadas por desgaste.

Criterios. Consideraciones prácticas.

La expresión relleno superficial involucra dos aspectos referidos a la recuperación de piezas

desgastadas y es conveniente puntualizar a los efectos de evitar errores conceptuales en el uso de

diferentes materiales.

Dichos aspectos son:

1-Reconstrucción.

2-Protección resistente al desgaste.

Reconstrucción:

Es la recuperación de las dimensiones originales de la pieza desgastada. Los metales aptos para

cubrir este aspecto deben cumplir los siguientes requisitos:

1. Resistencia y dureza.

2. Composición química.

3. Tenacidad para soportar carga sin romperse.

4. Metalurgicamente estables.

Protección resistente al desgaste:

Es cuando la capa aportada sobre la superficie metálica tiene el objetivo de aumentar la resistencia

de esta al desgaste; ella debe cumplir los siguientes aspectos:

1. Resistencia al desgaste por uno o varios mecanismos.

2. Soportar las condiciones de servicio.

Los fabricantes producen aleaciones para el recubrimiento superficial en dos categorías:

1. Base hierro (acero y fundiciones).

2. No ferrosos.

Las primeras son las más ampliamente usadas y cada tipo de aleación resiste cierta forma de

desgaste mejor o más económicamente que otras.



23

Para simplificar y facilitar la selección se han dividido el conjunto de aleaciones de la siguiente

forma:

1. Aceros < 20% de elementos de aleación.

2. Aceros y fundiciones > 20% de aleación.

3. Aleaciones base Cobalto y Níquel.

4. Carburos de tungsteno.

5. Aleaciones base cobre.

Aceros < 20% de aleación.

Aceros termomejorables: Contienen desde 0,1% - 0,3% de C con 5% de los elementos aleantes

entre los que se encuentran 0.5-3% de Cr, Mn, Mo, Si. Su templabilidad aumenta con el contenido

de elementos de aleación. Poseen una estructura ferrito-perlítica. Si el depósito se enfría

rápidamente produce dureza y resistencia a la abrasión, mientras que si se enfría lentamente el

depósito es suave y tenaz. La dureza del depósito puede ser disminuida por recocido. Estos

materiales son comúnmente usados para rellenos de reconstrucción o como base para aleaciones

de mayor resistencia. Depositan una dureza de 250-450 HB

Características de depósitos de aceros termomejorables.

Composición Química (%) Dureza (HRc)

C Mn Si Cr V Mo Simple capa Doble Capa Múltiple Capa

SMAW* 0.16 1.15 0.6 1.4 -- -- 15-20 18-23 23-28

SAW* 0.24 1.2 0.7 1.8 -- 0.3 25-32 30-43 34-45

SAW" 0.1 2.5 0.3 2.8 0.15 0.9 34-39 39-42 39-24

SMAW" 0.37 2.2 0.15 3.3 -- -- 40-45 48-52 50-55

“Recoser antes de maquinar.

* Pueden ser maquinados con herramienta de carburo sin recoser.

Aceros semi-austeníticos:

Contienen hasta 1% de carbono y hasta 7% de cromo, además de Ni, Mo, W y V. Son las

aleaciones de más amplio uso para el recubrimiento. Los depósitos con dureza menor de 350 HB

pueden ser mecanizados, como por ejemplo, los de bajo contenido de carbono (0,2% C). Estos

aceptan las deformaciones sin agrietarse, por lo que se emplean con éxito en servicio bajo impacto,

siempre que la abrasión no sea el principal mecanismo de desgaste. Se puede aplicar también para

reconstrucción o para servicios de deslizamiento o rodadura. Los depósitos de alto carbono

alcanzan valores de dureza hasta 650 HB por lo que ofrecen buena resistencia a la abrasión. Aceros para herramientas:

Estas aleaciones se usan generalmente para rellenar los bordes cortantes o superficies

desgastadas de herramientas que trabajan a menos de 600 C. Su composición química esta entre

0,3-1,5% de C; 1,7-9% de Cr; 0,5-8% de Mo; 2-5% de W; 1% de V; Nb, Ni. Presentan una estructura

de martensita + carburos y pueden alcanzar una dureza entre 32-62 HRC. En dependencia del

elemento que forma carburos, estas aleaciones son de tres tipos: de Cr, de Mo y de W.



24

Las aleaciones de Cr se utilizan cuando la temperatura no excede 320 C y para temperaturas

mayores se usan las de Mo o W. De forma general se usan para valores medios de impacto y

abrasión. Aceros inoxidables martensíticos:

Son similares a los aceros para herramientas, pero el único elemento de aleación relevante es el Cr

el cual está entre 11-17%. El carbono esta entre 0,1-0,4% y posee otros elementos como Ni, Mo, V,

Nb. Estos aceros poseen buena resistencia a la abrasión a temperaturas hasta 700 C; a la

corrosión y a la rodadura. La dureza es variable desde 35-53 HRC dependiendo del tratamiento

térmico posterior.

Tabla No 3: Características de los depósitos de aceros inoxidables martensíticos.

Composición Química (%) Dureza (HRC)

C Mn Si Cr Simple Capa Doble Capa Múltiples Capas

Tipo 420 0.23 1.1 0.9 13 45-47 49-50 52-54

Tipo 410 0.08 1.1 1 12.5 38-40 37-40 30-32

Aceros austeníticos al Mn:

Los depósitos normalmente contienen de 7-16% de Mn con 0,7-1% de C y algo de Ni y Mo. Estas

aleaciones poseen buena resistencia al impacto, pero son menos resistentes a la abrasión. Un

calentamiento prolongado por encima de 260C puede producir fragilidad. Estas aleaciones se

endurecen por trabajo mecánico, donde pueden ir de 200 HB originalmente a 550 HB después de la

deformación plástica.

Características de los depósitos de aceros austeníticos al Mn

Composición Química (%)* Dureza (HRc)

C Mn Si Ni Mo Soldadura

Servicio

SMAW 0.62 14.2 0.15. -- 1.15 17-20 43-48

FCAW(a) 0.65 13.5 0.5 2.6 0.5 10-15 36-45

* Múltiples capas (a) Autoprotegido Fundiciones y aceros con más de 20% de aleación: Fundición blanca de alto cromo:

Este tipo de aleación no resiste los impactos pesados y son aptos para la abrasión severa con

medias cargas. Poseen cerca de 2,5% de C y entre 25-30% de Cr.

Fundiciones al Cromo austeniticas-martensiticas:

Se identifican por su estructura ser, básicamente, de carburos de Cr. Contienen un 30% de Cr y

otros elementos de aleación que pueden sumar hasta 40%. La matriz de la aleación puede ser

austenítica, martensítica, o mixta. Son resistentes a la abrasión a baja presión cuando poseen

matriz austenítica, en cambio las de matriz martensitica son más adecuadas para la abrasión a alta

presión.



25

Aceros inoxidables austeníticos:

Aunque estos materiales no son categorizados como duros, son incluidos por su elevada tenacidad,

lo que los hace muy apropiados para capas base de otros materiales. También poseen una elevada

resistencia a la corrosión .Su composición química esta 0.04-0.2% de C, 17-32% de Cr y 7-22% de

Ni además de Mn,Mo,Ti etc.

Aleaciones base cobalto o níquel:

Aleaciones no ferrosas base Ni: Son generalmente resistentes a la oxidación, aunque son

susceptibles al ataque de medios gaseosos, de cloruros y sulfuros en muy altas concentraciones.

Poseen también resistencia a altas temperaturas y a los choques térmicos, manteniendo aceptable

su dureza hasta 800 C. Esta aleación puede tener dos tipos:

1. Hastelloy (Ni, Mo, Cr, W)

2. Inconel (Ni-Cr-Fe)

Aleaciones ferrosas base cobalto:

Son aleaciones cuya composición típica es: 60% de Co, 30% de Cr y de 1-1,5% de C y conocidas

como Stellites. Poseen elevada resistencia a la abrasión hasta 850 C. Son capaces de

endurecerse por deformación en frío. La presencia de W en ella reduce la resistencia al choque

térmico y al impacto. Posee una dureza entre 50-63 HRC.

Tipos de Stellite:

Stellite #1: Abrasión, erosión, rozamiento a alta temperatura.

Stellite #6: Abrasión con menor dureza, mayor resistencia al impacto.

Stellite #12: Abrasión, dureza intermedia, impactos moderados.

Carburos de Tungsteno:

Poseen la máxima resistencia a la abrasión entre todos los materiales y no poseen ninguna

resistencia al impacto, ya que poseen muy baja tenacidad. El mismo consiste en un carburo de

tungsteno insertado en una matriz de hierro. Dureza > 1800 HV.

Aleaciones base cobre:

Los materiales base cobre usados fundamentalmente son:

Bronce fosforado: Excelente superficie de apoyo lubricada, buena resistencia a la

fricción metal-metal. Poseen hasta un 1 % de fósforo.

Bronce aluminio: Buena superficie de apoyo y resistencia a la corrosión, principalmente

al agua de mar. Poseen hasta 10% de Al.

Bronce silicio: Posee bajas propiedades mecánicas. Su aplicación fundamental es la

resistencia a la corrosión.



26

Resumen de los materiales utilizados en el relleno superficial.

Grupo de Material Tipo Aleación Dureza Procesos Aplicables

Base hierro con de

20% de aleación

Termomejorables 0.1-0.3 % de C, 0.5-3 % de

Cr , Mn, Mo, Si

200-450

HB

SMAW, SAW, FCAW,

GMAW

Semiausteniticos 0.2-0.5 % de C, Cr, Mn,

Mo,Ni

450-550

HB

SMAW, FCAW,SAW

0.7-1 % de C, hasta 7 %

de Cr

600-650

HB

SMAW

Herramienta 0.1-1.5 % de C, hasta 10

% de Cr,

Mo, Va, Co, W

600-700

HV

SMAW

Inoxidables Martensiticos 0.1-0.4 % de C,

11-17 % de Cr,

Ni, Va, Mo

35-53

HRc

SMAW, SAW

Austeniticos al Mn 0.5-1 % de C, 11-17 % de

Mn, Ni, Mo

200 HB

(AW)

600 HB

(ET)

SMAW,FCAW

Base hierro con de

20% de aleación

Fundiciones aleadas Austeniticas

3-6 % de C

20-40 % de Cr

500-750

HV

SMAW

FCAW

Martensiticas

2-3 % de C

20-30 % de Cr

2% de Mn

500-750

HV

SMAW

Compuestas

2-5 % de C

20- 40 % de Cr

600-800

HV

SMAW

Inoxidables Austeniticos 0.02-0.2 % de C

17-32 % de Cr

7-22 % de Ni

Mn, Mo, Ti.

200 HB

(AW)

400 HB

(ET)

SMAW

GMAW

FCAW

SAW

Base Ni y Co Base Ni Hastelloy 250 HB

(AW)

500 HB

(ET)

SMAW

SAW

GTAW

Inconel 200 HB SMAW

GTAW

SMAW

Base Co Stellite 350-650

HV

OFW, SMAW,

GMAW, GTAW

Carburo de W 40 % min. de carburo de W en

una matriz de Fe

Carb. de Co o Acero Inox.

1800

HV

OFW

GTAW

Base Cu Cu-Pb-P 2,5-4 % de Pb

Cu-Al 0.8-1 % de P

Cu-Si-Pb 6-11 % de Al



27

Criterios para su selección.

En la actualidad existe gran diversidad de información sobre los materiales de relleno

superficial, y en la producción existen centenares de materiales utilizados para obtener

depósitos resistentes al desgaste. Esto provoca que no exista un criterio unitario para la

selección de los mismos, y que materiales que poseen similar composición química, sean

recomendados por sus fabricantes para funciones diferentes.

Para la selección de un material para relleno superficial, con frecuencia son empleados los

criterios dados por la firma Lincoln Electric Company. Dicho criterio contempla los siguientes

aspectos:

1. Según la razón para la aplicación del depósito.

2. Según la naturaleza del servicio.

1. Según la razón de aplicación del depósito:

a) Se debe mantener un borde o filo cortante.

b) Se debe mantener una superficie simple sin tener en cuenta el mantenimiento de un

borde o filo agudo.

c) Se deben proteger las superficies en contacto por deslizamiento.

Selección del metal de aporte para mantener un borde cortante:

La selección de una aleación para mantener un borde o filo cortante depende de dos intereses:

Minimizar el desgaste completamente.

Mantener el borde cortante sin interés particular del desgaste de la herramienta.

Una herramienta de corte de metal debe mantener, por ejemplo, la forma y la longitud, así como la

agudeza, mientras que la eficiencia de las herramientas de perforación de tierra no se perjudica

particularmente por el desgaste de la dimensión nominal, mientras el borde permanezca agudo.

El revestimiento con aceros de herramientas se recomiendan donde se mantengan las

características dimensionales, así como la agudeza. Las aplicaciones típicas son para hojas de

corte, punzones y herramientas de metal donde el borde cortante no sólo debe mantenerse agudo,

sino mantener un tamaño y forma inicial para que funcione satisfactoriamente. La falla de estas

partes es causada fundamentalmente por un mecanismo adhesivo debido a la alta compresión y

temperatura generada durante el corte. El mecanismo abrasivo y de fatiga superficial es poco

probable.

Los aceros de herramienta de más alta aleación (Mo,W) son utilizados para los servicios de mayor

temperatura (hasta 600 °C, mientras los menos aleados (Cr), se aplican hasta 320 °C. Para

temperaturas mayores, hasta 820 °C son aconsejables las aleaciones de cobalto (Stellites) las

cuales presentan excelentes propiedades a altas temperaturas, choques térmicos e impactos

pesados.

Si el desgaste dimensional no es objetivo y las aplicaciones típicas son para herramientas que

raspen tierra, brocas para perforadoras u hojas de trituradoras, se recomienda otro material

enteramente diferente.



28

Un aspecto importante de esta clase de revestimiento es el principio de autoafilado. Si un

revestimiento resistente al desgaste se coloca en el borde de la herramienta, las demás partes de la

herramienta se desgastan en mayor proporción y así tiende a promover el borde agudo.

Figura 21. Principio del autoafilado.

La proporción del desgaste de la herramienta y la agudeza del borde cortante son inversamente

proporcionales al espesor del relleno. El depósito fino en una herramienta ayuda a que se desgaste

relativamente rápido, sin embargo el corte se puede realizar más rápido. Un depósito grueso se

desgasta más lentamente, pero el borde se hace menos agudo y el corte se realiza menos rápido.

Si los flancos anteriores y posteriores de la herramienta son endurecidos, esta tiende a perder el filo

y a resbalar en vez de cortar tierra.

En esta clase de aplicaciones donde la agudeza es de mayor interés que la dimensión nominal, los

materiales que poseen carburos en su estructura se selecciona muy a menudo.

Las aleaciones a base de carburos de tungsteno brindan la más larga vida a las herramientas de

perforación de tierra, que están sometidas a condiciones abrasivas extremas.

Las fundiciones al cromo austeníticas y martensíticas se usan en los bordes de corte donde las

condiciones abrasivas no son severas y se prefiere un material de más bajo costo. Estos materiales

se autoafilan fácilmente y brindan bordes de fricción interior más lisos que las aleaciones de carburo

de tungsteno.

Ni las aleaciones de carburo de tungsteno, ni las fundiciones al cromo son aplicables donde existan

cargas de impacto. Para estos casos son utilizados los aceros semiausteníticos o austeníticos al

manganeso y al manganeso-cromo-n¡quel. Ellos brindan más larga vida para los bordes sometidos

a impacto. Los bordes protegidos con estos materiales no son autoafilables. Pero sí se endurecen

durante el trabajo, y así llegan a tener resistencia a la abrasión, siendo las fuerzas de impacto

amortiguadas por el metal blando, debajo de la superficie.



29

Figura 22. Relleno de los flancos.

Selección de metal de aporte para proteger una superficie simple:

La necesidad de proteger una superficie simple requiere el mayor número de aplicaciones del

revestimiento. El objetivo es prevenir el desgaste sin tener en cuenta el borde cortante.

Los canales para transportar materiales a granel generalmente son cubiertos superficialmente con

materiales duros, tales como fundiciones al Cr, austeníticos o martensíticos. Estos se pueden utilizar

si el material que se transporta es de grano fino o tierra, sin grandes rocas u otros objetos que

pudieran causar grandes impactos.

Los aceros semiausteníticos o austeníticos al manganeso son preferibles si rocas u otros objetos

pesados son echados a granel en una tolva o canal, o si en otras demandas de servicio es probable

que produzcan fuerzas de impacto.

Los aceros inoxidables austeníticos se utilizan para dar protección a la corrosión y a la oxidación de

partes y piezas donde la temperatura es menor de 350 °C, con buena tenacidad a impacto.

Para temperaturas mayores de 350 °C las aleaciones no ferrosas base Ni presentan elevada

resistencia a la corrosión y oxidación, principalmente en medios con cloruros y sulfuros, y dentro de

todas estas, también poseen resistencia a la fluencia térmica (creep).

Selección de metal de aporte para proteger las superficies en contacto.

Este tipo de selección normalmente asegura la resistencia al desgaste metal-metal, bajo varias

combinaciones de impacto, fricción, abrasión, corrosión, lo que demuestra la existencia a la vez de

varios mecanismos de desgaste. Estas superficies se caracterizan porque el material de la misma se

debe desgastar suavemente y tener bajo coeficiente de fricción.

Este es el caso típico donde una superficie requiere más protección que la otra, para las cuales se

debe revestir una de ellas con bronce y la otra no. El bronce se desgasta protegiendo la otra

superficie.

Los materiales termomejorables se utilizan para el relleno de piezas que no estén sometidas a altas

temperaturas y que operen con lubricación, si se necesitan muy bajos coeficientes de rozamiento y



30

un régimen severo de cargas, además de la posibilidad de existencia de alta temperatura. Se

recomienda la utilización de aceros semiausteníticos o martensíticos inoxidables. (Analizar

revestimiento de los guijos en el collarín)

Cuando las cargas de contacto son elevadas y existe lubricación (mecanismo de fatiga superficial)

como el que ocurre en los engranajes, es necesario depositar aceros inoxidables austeníticos si se

necesita un depósito de baja dureza, maquinable; pero si se necesita una alta dureza, sin el

requerimiento de maquinado, puede ser utilizado un acero inoxidable martensítico. Si el componente

está sometido a rodadura con poca lubricación y altas tolerancias dimensionales, como son los

rodillos y engranajes de tractores de orugas, o, engranajes de la Industria Azucarera, pueden ser

usados aceros termomejorables, semiausteníticos de bajo carbono o inoxidables martens¡ticos.

Cuando el rozamiento intermetálico genera altas temperaturas y se produce el mecanismo de

adhesión, se requiere una alta dureza, como es el caso de las levas automotrices. En este caso se

pueden utilizar aleaciones de cobalto, si las temperaturas son muy altas, pero un buen sustituto,

debido a la dureza que deposita, pueden ser los aceros de herramientas.

2. Según la naturaleza del servicio:

a. Abrasión o erosión por contacto con deslizamiento.

b. Fuerzas de impacto o cizallamiento.

c. Pérdida de dureza o fortaleza por extremo calor.

d. Corrosión u otros defectos químicos.

Esta clasificación un poco redunda en lo que ya se ha visto, sin embargo se puede resumir:

Resistencia a la abrasión: En caso de abrasión de baja presión, es sinónimo de elevada dureza.

Cuando se trata de abrasión a alta presión, es necesaria la presencia de carburos de algún tipo,

debido a su inherente resistencia al desgaste.

a. Resistencia a los impactos (tenacidad):

b. Pérdida de dureza por calor: Estabilidad térmica, debido a la presencia de carburos de Cr,

Co y W.

c. Resistencia a la corrosión: Estabilidad química por la presencia de óxidos de Cr y de

carburos de Cr y Co.

Figura 23. Criterio de selección según la naturaleza del servicio.



31

Selección de materiales de reconstrucción:

A pesar de que con anterioridad se ha definido el material de reconstrucción, deben analizarse

características que deben cumplir los mismos, ellos deben cumplir requisitos adecuados de

resistencia o dureza, así como de composición química, en ciertos casos, pero debe poseer

tenacidad en mayor o menor grado, para soportar cargas sin romperse ante los esfuerzos,

quedando excluidas de esta aplicación todas las aleaciones de elevada dureza pero de pobre o nula

tenacidad.

Entre las aleaciones utilizadas para reconstrucción se tiene:

1-Aceros al carbono ferrito-perlíticos.

2-Semiausteníticos de bajo carbono.

3-Austeníticos al manganeso.

4-Inoxidables austeníticos.

Otra aplicación de estas aleaciones es cuando se requiere resolver problemas metalúrgicos

derivados de la pobre o mala soldabilidad del metal base y que generalmente ocurre cuando se

sueldan.

1. Aceros de alto carbono o alta aleación.

2. Aceros de alto Mn con m s de 1% de Carbono.

3. Hierros fundidos.

Consideraciones prácticas para la elección de un material de relleno.

1. Para la aplicación de un material donde no exista experiencia previa, los aceros

semiausteniticos se recomiendan para tales pruebas iniciales. Si estos materiales se adhieren

sin ninguna falla, una prueba con carburos de cromo puede ser el próximo ensayo.

2. El examen previo a un fracaso del endurecimiento superficial brinda las bases para seleccionar

un material superior ya que se puede obtener información significativa examinando una parte

que sólo ha sido gastada parcialmente.

3. Es conveniente (menos costoso) reconstruir partes que no se han gastado totalmente, ya que a

menudo la razón de desgaste se incrementa a medida que este va progresando. Una roca que

raya una herramienta remueve solamente una pequeña cantidad de material de la superficie

que ha sido rellenada, pero si el relleno se gasta totalmente, la roca crea una ranura requiriendo

la reconstrucción del material que sirve de base previo al endurecimiento superficial.

4. La aplicación de aleaciones de endurecimiento superficial pueden tener restricciones que limitan

el campo de aplicabilidad de estos materiales:

a) Si el depósito debe ser maquinado después de ser aplicado. Este requerimiento

elimina todos los tipos de materiales excepto los aceros termomejorables,

inoxidables austeníticos y austeníticos al Mn. La maquinabilidad de estos depende

de la razón de enfriamiento, el precalentamiento se debe usar en partes grandes

para brindar un depósito que sea fácilmente maquinable. Los depósitos de

carburos, semiausteníticos, de herramienta, inoxidables martensiticos, pueden ser

acabados por esmerilado. Esta posibilidad siempre debe tenerse en cuenta, debido

a que el incremento de la vida hace que disminuyan los costos de acabado.



32

b) Si el depósito debe ser maquinado, pero puede ser recocido luego de realizarse y

endurecido luego del maquinado. Este requerimiento posibilita utilizar en el relleno

superficial, aceros de herramientas y alguno del tipo termomejorable. Los materiales

que no se deben usar incluyen aceros inoxidables, aleaciones con carburos, y

aceros austeníticos al Mn.

c) Si la parte o pieza y el depósito deben ser forjados en caliente. Este requerimiento

elimina el carburo de W y los carburos de Cr y Co. Los depósitos de aceros

termomejorables, semiausteníticos de bajo % de carbono, son forjables y también

suficientemente dúctiles para ser endurecidos y forjados en gran medida después

del enfriamiento para el endurecimiento, ya que estos aceros forman martensita en

el rango de 93-149 °C. La parte puede ser tomada y forjada a 200-260°C estando

aún en estado austenítico dúctil y luego enfriado al aire.

5- Si se requiere un borde cortante para el corte por torneado de acero, se necesita un material

con alta dureza y alta resistencia al rojo. El campo se limita a los aceros de herramientas al W o

de carburos de tungsteno.

6- Si el depósito debe tener una resistencia máxima a la abrasión por esmerilado, el. carburo de W

o de Cr son los mejores. El de Cr es el preferido para el caso en que sea importante el bajo

costo.

Precalentamiento y tratamiento térmico posterior.

El precalentamiento y el tratamiento térmico posterior de las piezas a rellenar persiguen el mismo fin

que en cualquier proceso de soldadura convencional, los cuales son los siguientes:

1. Disminuir la velocidad de enfriamiento para evitar la formación de grietas debido a la

transformación martensítica.

2. Favorecer la salida del hidrógeno de la zona fundida y la zona de influencia térmica.

3. Disminuir el nivel de tensionamiento del depósito.

Sin embargo los procesos de relleno, debido a que los materiales son ricos en carbono y en

elementos de aleación que facilitan la templabilidad, es necesario en determinado momento tomar

una serie de medidas que facilitan la disminución de la velocidad de enfriamiento, para de esa forma

evitar la rotura de los depósitos.

Las temperaturas de precalentamiento son generalmente más bajas que las necesarias para

ejecutar la unión soldada, con igual metal base, pues en el relleno se producen más bajas tensiones

de contracción (teniendo en cuenta la técnica de deposición y la cantidad de metal a depositar).

También es común calcular la temperatura de precalentamiento en función de los componentes

químicos de la aleación, tomando como unos 20 a 30° C por encima de Ms del metal, para evitar de

esta forma revenidos diferenciales, retardando la precipitación de fases duras, hasta terminar el

último pase y producir la misma en el enfriamiento.

Ms [°C] = 550 -[(350 * %C) + (40 * %Mn) + (35 * %V) + (20 * %Cr) + (17 * %Ni) + (10 * %Cu) + (10 *

%Mo) + (5 * %Mo) + (5 * %W) + (15 * %Co) + (30 *%Al) ]



33

Cuando se depositan aleaciones duras se requiere de precalentamientos más elevados, porque

ellos son más frágiles y el precalentamiento reduce la contracción diferencial que produce fisuración

entre el metal base y el metal depositado de baja ductilidad.

El tratamiento térmico posterior se requiere para reducir las tensiones residuales o para ajustar los

valores de dureza de la aleación por precipitación secundaria o lograr cierto nivel de

ablanmdamiento.

: Precalentamientos recomendados. Material Base Temperatura °C Observaciones

Aceros al C (0.1-0.3 % de C > 0.2 % de C

38-149

Partes rígidas y masivas

Aceros de medio % de C 0.3- 0.45 % de C

149-260

Partes rígidas, grandes y complejas

Aceros de alto % de C 0.45 -0.8 % de C

149-430

La temperatura más elevada para altos contenidos de carbono y para partes grandes, rígidas y complejas

Aceros de baja aleación 38-26

> 430

Altas temperaturas para altos carbonos y aleación, piezas rígidas o complejas Si el contenido de carbono es superior a 0.35 %

Aceros Austeniticos al Mn

No requiere

Si las partes son sumamente masivas o altamente rígidas precalentar 38-93°C. Un calentamiento prolongado > 260 °C puede causar fragilización, trate de enfriar en agua el depósito.

Recomendaciones para la aplicación de materiales de aporte. Pieza Mecanismo de desgaste Dureza del depósito Material de aporte

Eje Adhesivo + F.S.

hasta -250 Hv

200-300 Hv

40-49 HRc

50-56 HRC

Ac de Bajo % de C

Ac T.M.

I. M.

I. M.

Eslabones de orugas Adhesivo + Abrasión 30-35 HRc Ac T. M.

Chapas y rodillos Adhesivo + Abrasión + F.S

31-35 HRC

45-50 HRc (después del

trabajo)

Ac T.M.

Aust. Mn

Zapatas de freno Adhesivo 30-35 HRc Ac T. M.

Brazos de mezclador Abrasión + C-M 50-56 HRc

55-58 HRc

I. M.

S. A.

Palas para molinos y

machacadoras abrasión

55-58 HRc

58-63 HRc S. A.

Dientes de excavadora

forjados

- unión

-Recargue duro

Abrasión + F.S.

55-58 HRc

58-63 HRc

Ac de bajo % de C

Ac de bajo % de C + S. A.


Dientes de excavadora de

Ac al Mn

-Unión

- Recargue duro

Abrasión + F.S.

50 HRc

55-58 HRc

I. A.




34

58-63 HRc

Banda de rodamiento de

rueda de grúa, y vagones de

carga

Adhesión + F.S.

Hasta 250 Hv

200- 330 Hv

30-35 HRc


trabajo)

Ac de bajo % de C ó Ac T.

M.

Ac T. M.

Ac T. M.

Aust. Mn

Cuchillas de guillotina Adhesión + Abrasión 50-56 HRc I.M.

Troqueles de corte en frío y

herramientas de corte Adhesión 60-65 HRc A. H.

Ruedas dentadas F.S. + Adhesión

hasta 250 Hv

200-300 Hv

30-35 HRc

44-49 HRc

51-56 HRc

55-58 HRc

Ac de bajo % de C ó Ac T.

M.

Ac T.M.

Ac T.M.

I.M.

I.M.

S.A.

Engranajes de avance F.S. + Adhesión

30-40 HRc

50-56 HRc

55-58 HRc

I.A.

I.M.

S.A.

Dragas (marinas)

cubetas de Ac al Mn

Abrasión + C.M.

200-230 Hv

30-50 HRc

55-58 HRc

I.A.

I.A. +Aust Mn

Ac de bajo % de C + S.A.

Cubeta, eslabones y pernos

de Ac de bajo % de C y baja

aleación

Abrasión + C.M.

hasta 250 Hv

200-300 Hv

200-300 Hv

31-35 HRc

44-50 HRc

Ac de bajo % de C + T. M.

Ac T.M.

I.A.

Ac T.M.

I.M. ó Aust. Mn

Ac al carbono y poco

aleados para carriles Adhesión + F.S.

230-250 Hv

250-300 Hv


trabajo)

50-58 Hrc

Ac de bajo % de C + T. M.

Ac T.M.

Aust Mn

S.A.

Herramientas forjadas Adhesión + F.S.

31-35 HRc

44-49 HRc

50-56 HRc

Ac T.M.

I.M.

A.H.

Trituradoras de piedras y

mineral, conos, ejes,

carcazas y rodillos

Abrasión +F.S. +C-M

200-230 Hv (después de

soldado)


trabajo)

55-58 HRc

58-63 HRc

Aust Mn

Aust Mn



Herramientas de corte de

alta velocidad Adhesión + F.S. 60-65 HRc

A.H.

Cuchilla de corte de barras

en caliente Abrasión + F.S. 50-56 HRc

A.H.

Asiento de válvula de ácido C.M. 44-48 HRc Base Co



35

a 800°C

Punta de perforadora de

pozos de petróleo Abrasión 60-65 HRc Base Carburo de W

Tanque de lixiviación C-M 200-300 Hv Base Ni

Selección del proceso racional en la recuperación de piezas:

En las condiciones industriales son varios los procesos que se utilizan para la recuperación de

piezas. Ha quedado claro que la selección del mismo posee carácter Técnico - Económico y exige

un análisis organizativo, que tenga en cuenta las posibilidades reales de aplicación, el suministro de

materiales, la calificación del personal, entre otros aspectos.

Existe un factor importante en la selección del proceso de soldadura y la elaboración del

procedimiento de relleno el que puede ser determínate para la selección del mismo esta es la

dilución la que será definida a continuación.

De forma general los procesos para la recuperación de piezas se pueden clasificar de la siguiente

forma:

1. Soldadura:

SMAW.

SAW.

GMAW

FCAW.

ESW

OAW.

CAW.

2. Proyección térmica:

En caliente.

En frío.

Detonación.

Plasma.

3. Recubrimiento galvánicos:

Cromado.

Acerado.

Niquelado.

Zincado.

Cobrizado

4. Resinas y pegamentos:

Adhesivos.

Regeneradores de partes perdidas.

Reconstrucción y protección

antidesgaste.

5. Deformación plástica:

Enderezado.

Recalcado.

Dilatación.

Estirado.

Penetrado.

Moleteado.

6. Tratamientos térmicos y

termoquímicos:

Temple y revenido.

Cementación.

Nitruración.

Borado.

Carbocromado.

7. Fundición:

Centrifugado.

Metal fundido.

Dentro de todos los procesos asociados a la recuperación de piezas, la soldadura ocupa un lugar

fundamental, ya que la enorme versatilidad y difusión de la misma puede resolver una gran parte de



36

los problemas de desgaste o roturas que inutilizan a las piezas, por esto en parte se tratara en lo

fundamental este proceso tecnológico.

Para la correcta selección del proceso de soldadura a emplear en la recuperación de piezas deben

ser realizados una serie de análisis y consideraciones que van desde la identificación del material

base, las causas del deterioro hasta las condiciones de operatividad y acceso a la zona a restaurar.

Entre los factores a valorar se tienen:

El tipo de desgaste, avería o rotura.

El tipo de material base.

Las dimensiones y forma de la pieza.

Las condiciones de trabajo.

El acceso a la zona dañada

La recuperación por soldadura se puede enmarcar en dos campos fundamentales:

1. Recuperación de piezas gastadas o recargue.

2. Recuperación de piezas fracturadas.

a. Su objetivo es eliminar las discontinuidades o falta de material debido a las

fracturas.

Se dará inicio por los procesos que se utilizan para el recargue, ya que para el caso de piezas

fracturadas serán aplicadas las mismas técnicas y consideraciones metalúrgicas que para la

soldadura. El recargue según el nivel de automatización pueden ser:

Manual

Semiautomático.

Automático.

Relleno manual.

Se dice que el relleno es manual porque el operario debe controlar todas las variables del proceso,

así como la traslación del mismo sin la ayuda de mecanismo alguno. Entre los procesos de relleno

se tienen:

1. Oxiacetilénico (OAW).

2. Arco de carbón (CAW).

3. Manual por arco con electrodo revestido (SMAW).

4. Bajo gases protectores con electrodo de tungsteno (GTAW).

o Relleno oxiacetilénico.

Es un proceso de recargue donde el calor requerido se obtiene de la combustión de un gas

(generalmente acetileno) en combinación con el oxígeno. Este método se acepta debido a su alta

versatilidad y un costo de equipamiento relativamente bajo, sin embargo, la preferencia fundamental

está en los bajos niveles de dilución (menor del 5%). Esto es muy importante cuando el metal base

y el relleno difiere mucho sobre todo en cuanto a su composición quimica.



37

Este método está ampliamente difundido en la aplicación de depósitos fundamentalmente

constituidos por carburos de W y Cr, así como las aleaciones base de Co (Stellite). Se utilizan en

condiciones de severa abrasión, las primeras, y en condiciones de abrasión y corrosión las

segundas.

También se puede aplicar en materiales base Cu (latones y bronces). Todos estos materiales vienen

en forma de varillas macizas o tubulares, aunque se puede aplicar sobre la superficie en forma de

pasta o polvo.

Para realizar el relleno se emplea por lo regular llama carburante, y un tamaño de boquilla superior a

la que se emplea en soldaduras de aceros.

La desventaja fundamental de este método está en su baja productividad (hasta 2 kg./h) el cual lo

hace apropiado para el relleno de superficies pequeñas y capas hasta 3 mm. Los aceros al Mn no

deben tratarse con este proceso, debido al efecto de sobrecalentamiento que este proceso produce.

Ejemplo de materiales de aporte utilizados en el relleno oxiacetilénico:

Firma Bohler Celsit V RCoCr-A - 45 HRC.

Celsit N RCoCr-C - 56HRC.

Geodurit carburo de tungsteno.

o Relleno con arco de carbón:

El relleno con arco de carbón tiene la menor aplicación de todos los procedimientos de soldadura,

sin embargo tiene la virtud de haber sido uno de los primeros en utilizarse. Este procedimiento

consiste en utilizar el calor proveniente de un arco eléctrico para fundir una varilla o un polvo que ha

sido previamente distribuido sobre la superficie que se va a rellenar.

Se recomienda que la longitud de arco esté entre 6 y 12 mm. Si es superior a 12 mm provoca un

arco errático, y si es inferior a 6 mm puede provocar aporte de carbono adicional a la zona de metal

fundido.

Este método al igual que el oxiacetilénico posee una baja productividad, de 2-3kg/h, lográndose

capas de hasta 3 mm. Se recomienda principalmente para posiciones planas o ligeramente

ascendentes.

Los bronces fosfóricos pueden ser aplicados sin ningún inconveniente por este método, para formar

superficies de anti-fricción. Los regímenes que se recomienden para este método se pueden

apreciar a continuación:

Diámetro del electrodo Ir (A)

de grafito (mm).

6 120-150

8 200-250

10 250-300

o Relleno con electrodo revestido:

El relleno mediante arco eléctrico manual, a pesar de tener una productividad relativamente baja en

comparación con otros procesos (0,8-3 kg./h), es el de mayor aplicación (47%) debido a su alta

flexibilidad, lo que permite adaptarse a cualquier superficie de trabajo y cualquier irregularidad de la

superficie. Es por esto que se aplica en piezas sometidas a los más diferentes tipos de desgaste.



38

Durante el relleno, para la formación adecuada de los cordones se requiere efectuar movimientos

con la punta del electrodo, de forma que el ancho del cordón sea 2,5 veces el diámetro del

electrodo. La longitud del arco debe ser lo más corta posible y constante durante todo el proceso.

Los cordones deben quedar montados 1/2-1/3 del ancho del cordón anterior, con el objetivo de

lograr una más homogénea superficie y evitar las inclusiones de escoria. Los márgenes de

maquinado, si son necesarios, deben dejarse de 2 a 3 mm.

El régimen de relleno debe llevar la finalidad de obtener la mínima dilución posible, la cual oscila

entre 15-40%, para lo cual hay que seguir las recomendaciones dadas por el fabricante del

electrodo. La tabla que se muestra a continuación sólo tiene carácter orientativo:

Espesor de la capa (mm) hasta 1.5 mm hasta 5 mm más de 5 mm

Diámetro del electrodo (mm) 3 4-5 5-6

Cantidad de capas 1 1-2 2 y más

Ir (A) 80-100 130-180 180-240

Este proceso se recomienda para una gama bastante amplia de materiales, y de dimensiones de

cuerpo. Con respecto a los espesores de las capas, estos dependen del material aportado en

cuestión, pues existen materiales de aporte, como los semiausteníticos, que se pueden aportar

hasta 3 capas (4-10mm), por lo que cuando el desgaste es mayor se necesitan capas de

reconstrucción.

o Relleno mediante TIG.

Este proceso es similar a los anteriormente planteados, posee cierta analogía con el electrodo de

carbón, debido a su baja productividad y limitaciones, debido a que el mismo no puede ser utilizado

en lugares de difícil acceso, pues las antorchas TIG por lo regular son de construcción robusta y la

alimentación del aporte se realiza de forma manual.

Puede ser utilizado para aportar un gran número de materiales, utilizando varillas desnudas, las

Hastelloy, Stellite, y Carburo de W, cuando se necesita capas muy finas (hasta 1 mm) con buenas

propiedades debido a su baja dilución (5-15%) . La limitación fundamental es su productividad la

cual está 1.5-2 kg./h .Los aceros al Mn Austeniticos no son convenientes depositar con este proceso

debido a la tendencia al agrietamiento por sobrecalentamiento.

Algunas aleaciones depositadas con este proceso pueden ser:

Firma:

Bohler SAS 21-G ER347 I.A.

Kw 10-1G ER410 280-350 HB I.M.

Celsit N R CoCrC 52-57 HRc A.Co.

Wa 12-1G 57-60 HRc A.H.

E+C TIG Tectic 5AH 53-61 HRc

5-OH 59-62 HRc

Generalmente este proceso funciona con corriente continua polaridad normal (-) aunque cuando se

rellenan aleaciones de aluminio se utiliza corriente alterna. La intensidad de corriente a utilizar en

este proceso es función del material que contenga el electrodo de Tungsteno.



39

Diámetro del electrodo W puro W Toriado

(mm) (A) (A)

1 25-70 80 max.

1,6 50-110 15-150

2,4 80-160 50-220

3,2 120-220 80-320

4 50-300 120-400

Relleno Semiautomático:

Se dice que un relleno es semiautomático cuando se efectúa la alimentación del metal de aportación

con ayuda de algún mecanismo que actúa sobre el control de la fusión y la velocidad de

alimentación .El resto de los movimientos, como la traslación los realiza el operario.

Entre los procesos semiautomáticos se tienen:

1. Con alambre macizo y protección gaseosa

2. Con alambre tubular y protección gaseosa

3. Con alambre tubular autoprotegido

4. Con alambre tubular o macizo y protección de fundente.

o Alambre Macizo y protección gaseosa:

Este proceso no difiere mucho al de soldadura convencional (GMAW), el mismo posee un

rendimiento entre 1.5-8 kg. /h y es bastante flexible cuando se requiere hacer rellenos de más de 5

mm de espesor en cuerpos relativamente grandes. Con este se puede depositar una gran variedad

de materiales:

Material Gas Protector

Ac de bajo carbono Ar,CO2 o Mixto

Ac termomejorable Ar o Mixto

Ac semiausteniticos Ar

Ac inoxidable Aust. Ar o Mixto

Ac inoxidable Mart. Ar o Mixto

Ac herramienta Ar o Mixto

o Alambre tubular con protección gaseosa y autoprotegido:

El relleno con metales de alta aleación, no siempre se puede aplicar con alambre electrodo debido a

las limitaciones de obtención de la aleación.

Los electrodos tubulares están constituidos por una envoltura metálica generalmente de acero de

bajo carbono y un núcleo compuesto por una mezcla de polvos metálicos. Cuando el alambre es

autoprotegido en la carga además de estos se agregan elementos formadores de gases como son

la caliza y elementos orgánicos, que en su combustión generan gases que protegen el arco.

Estos se encuentra ampliamente difundido por su simplicidad, alta productividad (2-9 kg./h) y fácil

manipulación. Entre los gases más usados tenemos el CO2 y el Argón o la mezcla de ambos.

Debemos señalar que el proceso autoprotegido posee mayor simplicidad desde el punto de vista del

equipamiento que el de protección gaseosa, ya que evita todo los sistemas de gases y mangueras,

lo que lo hace ser más apropiado para condiciones de campo. Ambos procesos poseen alta



40

flexibilidad, se pueden utilizar en todas posiciones, lugares difíciles y relativamente amplios, pueden

depositar capar >0.5 mm pues logran diluciones bajas (15-45 %)

Una ventaja fundamental del electrodo tubular autoprotegido sobre los de sección constante es la

posibilidad de utilizar mayores longitudes libres con una mayor densidad de corriente sin lograr una

mayor penetración y aumentando el rendimiento considerablemente, esto es debido a que la

corriente circula básicamente por el tubo metálico, permitiendo calentar la carga y facilitar la fusión.

Diámetro del electrodo (mm) Longitud Libre (mm)

1.1 45

1.6 45

2 51

2.8 63

Relleno Automático:

Se dice que un relleno es automático, cuando el cebado, la estabilización, la traslación del arco, la

alimentación del metal de aporte y la regulación del proceso se efectúan automáticamente. Sin duda

la utilización de procesos automatizados de relleno logra una mayor calidad que la que se obtiene

mediante los procesos manuales o semiautomáticos.

En el mundo moderno existen un sin número de procesos automáticos, entre los cuales se tienen:

1. Bajo fundente con simple electrodo (tubular o macizo).

2. Bajo fundente con múltiples alambres.

3. Bajo fundente con electrodo cinta.

4. Bajo gas protector con alambre (tubular o macizo).

5. Bajo fundente con electrodo oscilante.

6. Bajo gas protector con electrodo infusible.

En nuestros países el término relleno automático está bastante vinculado al proceso bajo fundente

con simple electrodo debido a la poca o ninguna difusión de las demás variantes, a pesar de las

múltiples ventajas que poseen; como las cuales están:

1. Mayor deposición horaria > 17 kg./h

2. Mayor velocidad de relleno > 60 m/h

3. Bajo aporte térmico

4. Menor consumo de potencia por kg. de metal depositado

5. Elevada productividad > 75 %

Mediante el proceso SAW se pueden aplicar capas de metal de un espesor > 2mm .Este proceso

puede ser usado para el relleno solamente en posición plana o en superficies de revolución con

diámetros > 250 mm .Cuando se utilizan rellenos con regímenes altos se produce una profunda

dilución 25-50 % ,que no siempre es posible disminuir a costa de una baja corriente



41

El proceso tradicional SAW con alambre macizo se puede aplicar en los siguientes rellenos:

Material Firma Ejemplo

Ac de bajo % de Carbono UTP AS 200X-EL12

Ac termomejorables UTP AS 200B-EM12k

Ac inoxidables Aust. ESAB OK FLUX 10.90-OK AUTRD 16-

30

Si se realiza con alambres tubulares :

Ac termomejorables SOUDOMETAL Soudokay BU-S-Vulcan SL50

Ac inox Mart. ESAB OK Tubrod 15 50-OK Flux 10.90

Ac semi-Aust ESAB OK Tubrod 15.50-OK Flux 10.40

Ac Aust al Mn SOUDOMETAL Soudokay AP-S -Record 5A

Fundiciones al Cr. SOUDOMETAL Soudokay A43S-Record 5A

En los procesos con SAW utilizando electrodo tubular posee las mismas ventajas que para los

procesos en gases protectores, con la diferencia que las densidades de corrientes son mucho

mayores (75-100 A/mm2), esta se puede mostrar a continuación comparada con el proceso SAW

con alambre macizo. TIPO DE ALAMBRE De (mm) Ir (A) Va(V) Ver(m/h)

Macizo 2 300-400 28-34 15-60

3 300-600 30-36

4 400-800 34-40

5 500-1000 36-45

Tubular 2 150-250 26-30 20-50

2.5 180-300 28-34

3 200-400 30-38

3.6 240-450 34-40

Una aplicación típica de estos procesos son los rellenos circunferenciales de grandes piezas que

rotan bajo el cabezal de soldadura. Esta difiere un poco de la plana debido a que el metal fundido

tiene a abultarse y chorrear, la principal dificultad de este trabajo consiste en el peligro que el

líquido se escurra la cual puede ocurrir a medida que el diámetro se hace menor .Para evitar esto se

desplaza el eje del electrodo a cierta distancia del eje de la pieza (L), contraria a la dirección del

movimiento como muestra la figura 27.

Figura 24. Retraso de la punta del electrodo con respecto al eje de rotación de la pieza.



42

Diámetro D (mm) L (mm)

76.2 - 457.2 19 - 25.4

458 - 914 31.4-38

915 - 1219 39 - 50

1220 - 1854 51 - 63

Más de 1854 76

El régimen debe ajustarse de tal forma que a medida que disminuye el diámetro debe aumentarse la

velocidad de relleno.( Por qué)

Durante el relleno automático se puede utilizar varias técnicas de cordoneo como el enroscado, el

cual se utiliza cuando la escoria se remueve con facilidad, esta rosca tiene que lograr una

solapadura de 1/2 a 1/4 del cordón anterior y así disminuir la dilución, mejora la apariencia del

cordón y evita las inclusiones de escoria.

A modo de resumen le se expone a continuación una tabla tomado del Welding Handbook 1982 en

la que se vinculan los diferentes procesos a los materiales a utilizar.

Material SMAW SAW GTAW GMAW OAW Brazing

Ac al carbono E E S S E E

Ac Inoxidable E E E E S E

Hofo S U S U E E

Base Al S U E E U E

Base Ni E U E E X S

Ni E U E E S S

Monel E U E E S S

Inconel E U E E S S

Hastelloy B X S E E U X

Hastelloy C S S E E E X

Nimonic 75 X U E E X X

Cu U U E E S E

Aleación Cu-Zn S U E E S E

Aleación Cu-Sn S S S E S S

Leyenda

E- Excelente

U- Inadecuado

S- Satisfactorio

X- No hay datos disponibles.

Tecnología de recuperación de piezas por relleno superficial por soldadura.

Aspectos a tener en cuenta.

Principales fallas de los depósitos.

Aspectos a tener en cuenta.

Aplicar un relleno superficial por soldadura es una vía fácil y económica de elevar la resistencia de

las piezas contra los diferentes mecanismos de desgaste. La selección y aplicación adecuada de la



43

misma determina el éxito de la operación. Es por ello que a la hora de realizar una tecnología se

debe seguir la siguiente metodología.

1. Identificar el metal base.

2. Identificar el tipo de mecanismo de desgaste.

3. Seleccionar el proceso de soldadura.

4. Seleccionar el material de aporte para la capa de reconstrucción o soporte.

5. Seleccionar el material de aporte resistente al desgaste.

La toma de decisión sobre los aspectos anteriores ya fue discutida anteriormente en este material,

sin embargo antes de ir al proceso de relleno se debe tener en cuenta una serie de aspectos, los

cuales también están contemplados dentro de la tecnología, los cuales son:

Preparación de la superficie.

Las superficies a rellenar deben estar limpias de aceite o grasas las cuales deben ser eliminadas

mediante algún tipo de disolvente (alcohol, acetona, etc.). Las suciedades u óxidos se pueden

eliminar con cepillo o piqueta. En el caso de que esta capa sea muy profunda se puede utilizar el

disco abrasivo. Si estos materiales no pudieran ser removidos, causarán porosidad, agrietamiento y

una deficiente calidad del depósito.

Para una buena unión entre el metal base y el metal de aporte se deben usar esmerilados para

remover grietas y los restos de depósitos de endurecimiento superficial de alta aleación o superficies

ya deformadas. Las grietas, ranuras y depresiones de la superficie deben ser rellenadas por

soldadura manual.

Precalentamiento.

La mayoría de los rellenos superficiales no requieren precalentamiento, aunque los aceros de alta

aleación y alta carbono se aplican para prevenir la fractura o agrietamiento de los depósitos.

También se utilizan para partes masivas o muy rígidas. Es muy importante, durante proceso de

relleno, chequear la temperatura y estar así seguro de que se ha enfriado. El medio de

calentamiento depender de las posibilidades que se tengan y de las dimensiones de la pieza.

Construcción.

Algunos depósitos utilizados en el relleno se limita su aplicación de 2 a 3 capas debido a la

contracción. Por esto la superficie gastada se reconstruye normalmente de 4-10 mm o al tamaño

original antes de aplicar la capa resistente al desgaste.

Como regla general, entre más alta es la dureza de los depósitos, más limitada es su capacidad de

reconstrucción sin riesgo de rajadura o fractura.

Dureza del depósito

( HRc) Número de capas

62 - 70 1

55 - 62 2

50 - 55 3

40 - 50 5

20 -40 Múltiples

Un revestimiento de dos capas que presente una dureza de 50 HRC, tiene la posibilidad de durar

más que una sola capa de 60 HRC.



44

Modelo de depósito.

El modelo del depósito usualmente no es tan importante, sin embargo se pueden aplicar estos

lineamientos:

a. El mejor modelo es usualmente el que más económico sea para aplicarlo.

b. Un modelo con abertura entre cordones es aceptable si se rellenan esas aberturas con

material abrasivo en servicio siguiendo el modelo(ver figura 28):

Figura 25. Modelo con abertura entre cordones.

Este puede ser el caso de cubetas de dragas, tolvas, etc.

c. Donde el material no se compacta en los espacios entre los cordones, la separación entre

los mismos debe ser reducidos y además colocar puntos o botones de soldadura en el

centro de la intersección de los cordones horizontales y verticales.

d. Para la aplicación de los rodillos, los cordones se sitúan perpendicular al sentido del paso

del material, lo que ayuda a alar el mismo a través de los mismos. Ej. Rodillos trituradores.

e. Los cordones situados paralelamente al paso del material abrasivo suavizan el flujo y

reducen el desgaste.

f. El relleno de piezas tipo cuchillas se realiza por un solo lado (protección continua) para

permitir el reafilado.

g. La realización de los recargues de dientes de palas de retroescavadoras dependen de las

condiciones de trabajo de la misma (ver figura 23).

1-Si los dientes trabajan sobre rosas el recargue de los mismos deberá ser

longitudinalmente para permitir que la roca se deslice sobre ellos.

2-Siel diente trabaja en arcilla, barro o arena los cordones se transversales para

permitir que el material se acumule en los espacios, añadiendo protección al diente.

3-Siel trabajo se realiza en las ambas condiciones se debe aplicar ambos modelos,

recordando que en la punta se debe realizar un cordoneo serrado en una longitud de 50 mm

a partir de la punta.



45

Figura 26. Relleno de dientes de palas.

Dilución, control de dilución.

Probablemente la diferencia más notoria entre la soldadura de junta y el recubrimiento es que este

último se halla afectado en mayor grado por la dilución.

Esta se define generalmente por la cantidad de metal base fundido (B) dividido por la suma del

metal de soldadura aportado más el metal base fundido.

En términos porcentuales se expresa:

% Dilución = B / A+B * 100

Desde el punto de vista metalúrgico la composición y las propiedades del recubrimiento son

fuertemente influenciados por la dilución obtenida. De acuerdo con esta influencia, la dilución que se

obtendrá con cada proceso de soldadura deberá ser considerada a fin de seleccionar la

combinación más conveniente entre el material de aporte (aleación) y el proceso de soldadura

requerido para una particular aplicación.

Para el caso de los aceros inoxidables, es conveniente señalar que en los austeníticos se producen

frecuentemente micro-fisuras y / o fracturas en caliente.

En aquellos que contienen martensita es probable que se tornen duros y quebradizos.

Se puede predecir, en estos casos, la estructura metalúrgica haciendo uso del diagrama de

ShaeffIer, De Long, WRC 1992 y otros estudios sobre diagramas, para los distintos depósitos de

acero inoxidable en diferentes metales base y para distintos niveles de dilución.

Tamaño de electrodo.

La regla es: A menor diámetro de electrodo, menor corriente y por lo tanto menor dilución. Longitud libre del electrodo (stick-out):

Una longitud libre grande de electrodo produce una menor dilución (para procesos de electrodo

consumible), porque incrementa la cantidad fundida de electrodo (^R) y la energía del arco es

aplicada en forma difusa sobre el metal base. Contrariamente, una longitud libre menor de electrodo

incrementa la dilución.



46

Espaciamiento del cordón (paso).

Un espaciamiento cerrado del cordón (muy superpuesto) reduce la dilución. Esto ocurre dado que

algunos de los cordones depositados previamente son fundidos antes que el metal base. Por el

contrario un espaciamiento más abierto (no superpuesto) incrementa la dilución. La Figura 24

muestra dos efectos de dilución en función de la técnica utilizada.

Oscilación del electrodo.

Una gran oscilación hacia los costados del electrodo reduce la dilución.

Figura 27. Diluciones diferentes.

Oscilación:

La línea recta provee el máximo de la misma. La frecuencia de oscilación también tiene su

influencia.

La regla es:

A alta frecuencia de oscilación baja dilución.

En la Figura 25 se observan tres patrones básicos de oscilación:

1. Oscilación pendular. Se caracteriza por una oscilación a ambos lados del cordón lo que

produce una ligera penetración y por tanto poca dilución, pequeña.

Oscilación sin movimiento pendular: Tiene poca variación con respecto a la anterior pero

con más estabilidad de arco.

2. Oscilación sin movimiento pendular, velocidad constante. Provee el más bajo nivel de

dilución. El movimiento optimo es programado a fin de obtener la no detención final de cada

oscilación por lo cual la penetración en esa zona es eliminada.

Figura 28. Técnicas de oscilación y configuración del cordón.



47

Velocidad de traslación:

Una baja velocidad de traslación del electrodo determina que habrá una baja cantidad de metal

base fundido e incrementa la cantidad de cantidad de aporte con baja dilución.

Esta reducción de la dilución es causada por el cambio en la forma y el espesor del cordón y por

esta razón la energía del arco se consume en sima de la pileta liquida y no en el metal base. Este

efecto puede observarse en la Figura 26.

Figura 29. Velocidad de traslación vs. Dilución.

Debe insistirse que este parámetro es tal vez el más importante a tener en cuenta a la hora de

realizar el depósito, ya que influye notablemente en la composición y propiedades del mismo,

pudiéndose con un material igual y con diluciones diferentes dar depósitos con propiedades

completamente opuestas.

La forma de expresar la dilución está dada por el coeficiente de dilución. Este coeficiente expresa el

grado de participación del metal de aporte en le metal base en las capas depositadas durante

relleno superficial. Es muy importante conocer el coeficiente de dilución, pues nos permite obtener

para cada proceso de soldadura la combinación más conveniente entre el metal base y el metal de

aporte.

A puede observarse cómo se comporta el coeficiente de dilución según el proceso de soldadura en

la siguiente tabla: Proceso Coef. de dilución

OAW 0.24 - 0.3

SMAW- (núcleo macizo)

- Revestimiento Celulosico

- Revestimiento Rutilico

- Revestimiento bajo hidrógeno

SMAW- (núcleo Tubular)

- Revestimiento Rutilico

- Revestimiento bajo hidrógeno

0.45 - 0.5

0.35 - 0.4

0.3 - 0.35

0.2 - 0.25

0.19 - 0.22

SAW

1 Alambre

Multiarco

0.4 - 0.6

0.3 - 0.38



48

Debe insistirse en las consideraciones las que establecen en que dentro del régimen de soldadura,

afectan la dilución los siguientes parámetros:

1-Corrientes y polaridad.

2-Longitud libre.

3-Espaciamiento entre cordones.

4-Oscilación del electrodo.

5-Velocidad de traslación.

Corriente de relleno:

El uso de corriente continua y polaridad directa proporciona menos penetración y en consecuencia

más baja dilución que con polaridad inversa.

La corriente alterna determina una dilución intermedia entre corriente continua polaridad directa y

comente continua polaridad inversa.

Es el parámetro más importante que influye en la dilución, pues a medida que aumenta la corriente

aumenta la presión del arco, aumentando un batimiento más violento del arco sobre el metal base y

facilitando una mayor mezcla.

A continuación se brinda la variación de los coeficientes de dilución en función del diámetro del

electrodo, la corriente de relleno, la naturaleza del mismo, para procesos manual por arco sin

oscilación.

Diámetro del

electrodo (mm)

Corriente de relleno (A)

90 - 110 110 - 140 150 - 170

Núcleo macizo

3 0.3 0.4 0.6

4 0.45 0.5 0.6

5 -- 0.4 0.5

Núcleo tubular

3 0.2 0.3 0.35

4 0.35 0.35 0.35

4.3 0.28 0.33 0.4

La polaridad de la corriente: Depende del proceso, para proceso SMAW, la corriente continua con

polaridad normal proporciona mayor dilución debido a una mayor penetración que con polaridad

invertida. La corriente alterna determina una dilución intermedia. Para proceso SAW esto es

contrario.

La longitud libre: Su aumento conlleva a una disminución de la dilución debido a que el metal llega a

la fusión a una temperatura más alta, por lo que parte de del calor se utiliza en el calentamiento del

mismo y no en calentar el metal base.

El espaciamiento de los cordones: Este también influye, por ejemplo, el solapamiento hasta un 50 %

puede reducir la dilución de un 30% a un 10% debido a que se está depositando no solo sobre el

material base si no sobre otro de naturaleza diferente.

La oscilación del electrodo: Hacia los costados reduce la dilución , ya que disminuye la cantidad de

calor concentrado en un punto . Este mismo fenómeno ocurre al aumentar la velocidad de traslación

del arco.



49

Con estos valores de coeficiente de dilución y conociendo la naturaleza de los materiales, podemos

saber de forma bastante exacta cual es la composición química del deposito y de esta forma tener

idea de las propiedades del depósito a través de la siguiente expresión:

%Ex = D - %Ex Mb + (1-D)*%EMa

D : coef. de dilución

%Ex :% del elemento en la zona fundida.

%ExMb :% del elemento en el metal base.

%ExMa :% del elemento en el metal de aporte.

Principales fallas de los depósitos.

Las principales fallas de los depósitos aplicados por soldadura son:

1. Desprendimiento del material del depósito.

2. Agrietamiento del metal base.

3. Fallas por tensión.

4. Agrietamiento del deposito.

5. Distorsión.

Desprendimiento del material del depósito:

El desprendimiento es la ruptura de partículas del metal de aporte que se desprenden del metal

base o de las capas del revestimiento superficial. Las piezas rotas pueden variar en tamaño desde

pequeñas porciones hasta las que pueden ser consideradas grandes. Las causas son:

1. Superficie deficientemente preparada: Provoca una deficiente unión entre el metal base y el

material de relleno, debido a la interposición de óxidos, pinturas y presencia de grietas.

2. Agrietamiento de los cordones provocado por un rápido enfriamiento, puede causar

fragilidad pues puede sensibilizar al agrietamiento algunas zonas del metal base. Estas

zonas tienden a agrietarse durante el servicio y así llegar al desprendimiento. el adecuado

precalentamiento es la forma más segura para evitar este problema.

3. Límite del espesor del depósito: La aplicación de depósitos gruesos lleva consigo esfuerzos

de contracción que provocan el desprendimiento. No use más capas de relleno superficial

que las especificadas para cada tipo de desgaste. Si se requiere un depósito más grueso,

reconstruya antes de realizar el relleno duro

Agrietamiento del metal base:

Son pequeñas microfisuras que no se muestran generalmente en las superficies, y que ocurren

debajo del cordón en la zona infuenciada térmicamente (Z.I.T.), las que pueden causar el

desprendimiento o agrietamiento del depósito. Esto puede ser causado por distinto factores:

1-Agrietamiento por hidrógeno.

2-Cambios estructurales en la zona de influencia térmica.



50

En ambos casos se puede prevenir disminuyendo la razón de enfriamiento, con un

precalentamiento. Este posibilita la salida de hidrógeno del metal base y posibilita que en la Z.I.T. se

obtengan estructuras más dúctiles.

Fallas por tensión:

Los elementos durante su construcción adquieren un alto nivel de tensiones internas. Estas

aumentan al sumárseles las tensiones generadas por la soldadura de relleno y pueden llegar al

límite de rotura y fracturarse.

Estas tensiones de fabricación pueden estar dadas por:

1. Partes altamente rígidas.

2. Piezas fundidas, particularmente cuando son echas de acero de alto carbono y alta

aleación.

3. Partes endurecida por tratamientos térmicos.

Las formas de minimizar estas tensiones pueden ser:

a. Precalentamiento lo más uniforme posible. Este disminuye las tensiones que surgen entre

las zonas calientes y las zonas frías.

b. Enfriamiento suave y uniforme, que posibilite un acomodamiento de tensiones.

c. Ordenar el programa de soldadura, de modo que se complete el relleno sin interrupciones

prolongadas. Los ciclos repetitivos de calentamiento y enfriamiento pueden provocar una

aparición cíclica de tensiones de tracción - compresión, incorporando un componente de

fatiga térmica.

Agrietamiento del depósito:

Este tipo de agrietamiento está relacionado a las dos formas básicas en que ocurren:

Agrietamiento transversal o agudo.

Agrietamiento longitudinal o línea central.

Agrietamiento Transversal: La presencia de concentraciones muy altas de elementos de

alta dureza puede conllevar al agrietamiento transversal, principalmente en los rellenos

de alta dureza, para la resistencia a la abrasión severa. Este agrietamiento es

beneficioso porque alivia las tensiones que pudieran causar el desprendimiento o la

distorsión del depósito; sin embargo en mismo no da un aumento de la resistencia al

desgaste. En piezas muy rígidas, masivas y de formas complejas, puede ser perjudicial

al combinarse con otra falla. Un precalentamiento de 650° C puede minimizarlo.

Agrietamiento longitudinal: Está asociado con formas deficientes de los cordones, su

causa puede ser que los cordones sean demasiado planos, debido a la contracción

transversal, el cual genera tensiones de solidificación del cordón. Para eliminar estas

tensiones es necesario:

Utilizar una técnica de soldadura de vaivén con bajas corrientes.

Depositar cordones ligeramente convexos.



51

Distorsión:

La distorsión es causada por un desbalance en las tensiones que resultan de la expansión del metal

durante el calentamiento y la contracción durante el enfriamiento. Estas tensiones y sus efectos son

desiguales tanto en magnitud como en dirección.

Por lo regular la distorsión en las piezas sometidas a relleno superficial no se toma en

consideración, por lo que el enderezado o prensado de la superficie es la única y posible solución.

De forma conclusiva son brindadas preguntas que debe hacerse un especialista antes de acometer

un trabajo de recuperación de piezas por relleno superficial dadas por R. L. Chavanne, de la

AMSCO Welding Products, que aparece en la revista Welding Journal del mes 5 del año 1983.

1. ¿Cuál es la función de la pieza en el equipo? ¿Cuál es la naturaleza del material que

procesa?

2. ¿Qué problema de desgaste posee? ¿Presenta abrasión, impacto, calor, fricción, corrosión?

¿Cuál es el más importante?

3. ¿Cuál es la composición del metal base? ¿Qué proceso emplear para revestirlo?

¿Precalentar? ¿Enfriar lentamente?

4. ¿En qué condición esta la superficie del metal? ¿Presenta grietas, caries, áreas

erosionadas, desgastes, pedazos de metal endurecidos? ¿Hay presencia de rellenos

anteriores en la superficie? ¿Necesita una reconstrucción antes de ser rellenada?

5. ¿En qué posición se realiza el relleno? ¿Qué áreas deben ser cubiertas? ¿Qué secuencia

debe ser seguida?

6. ¿Qué proceso debe ser usado? ¿Qué equipo es necesario? ¿Qué‚ calificación tendrá que

tener el operario?

7. ¿Debe el depósito quedar duro? ¿Se requiere un posterior maquinado? ¿Qué material para

la reconstrucción y que recubrimiento es necesario? ¿Un solo cordón de revestimiento es

necesario o requiere varios?

8. ¿Qué diámetro del electrodo es necesario? ¿Qué cantidad utilizar?

Recomendaciones adicionales:

Aplicar un relleno superficial por soldadura es una vía fácil y económica de elevar la resistencia

contra los diferentes mecanismos de desgaste que atacan a los diferentes tipos de piezas. La

selección adecuada de ellas y su correcta aplicación son factores que faciliten el éxito de la

operación. A continuación brindamos 43 reglas dadas por R.L.Chavanne de la AMSCO Welding

Products.

1. Conozca la composición y la naturaleza del metal base. (Acero Austenítico al manganeso,

acero de bajo Manganeso, Acero de alto carbono, aceros aleados, acero inoxidables.)

2. Identifique plenamente y entienda‚ los tipos de desgaste que afectan la pieza y concentre su

atención en el primario, sin olvidar los secundarios.

3. Seleccione el método o proceso de soldadura para cada tipo de pieza.

4. Nunca se deje influenciar por los precios de las aleaciones. No necesariamente las más

costosas serán las más capacitadas para afrontar una causa específica de desgaste.

5. Cuando seleccione una aleación para máxima resistencia al desgaste siempre considere al

mismo tiempo la dureza del depósito y el total de los elementos de aleación. Un deposito de

alta dureza no es siempre indicador de la mejor resistencia al desgaste.



52

6. Si es necesaria la reconstrucción antes del recubrimiento protector, seleccione una aleación

de reconstrucción que sea compatible con la composición del metal base, y si existen

fuertes impactos o compresión, deber tener también una alta tenacidad.

7. Nunca efectúe depósitos duros directamente sobre metales duros o endurecidos, la

fragilidad de los depósitos se incrementa y causa desprendimientos. Los depósitos duros

deben aplicarse sobre bases intermedias tenaces que absorban las contracciones y los

esfuerzos.

8. Un revestimiento de dos capas que presente una dureza de 50 HRC, probablemente durar

más que una sola capa de 60 HRC.

9. Todas las durezas de los depósitos indicados en los manuales técnicos, están dadas sobre

la base de dos capas de la aleación depositada, a menos que se especifique otra cosa.

10. Como regla general, entre más alta es la dureza de los depósitos más limitada ser su

capacidad de reconstrucción sin riesgo de rajaduras o fracturas.

11. Esto no es aplicable a revestimientos que obedecen a patrones de depósitos tipo diamante,

espinazo o punto rápido.

12. Una simple capa de revestimiento no garantiza la máxima resistencia la desgaste, debe

considerarse la dilución del metal base. Normalmente la resistencia al desgaste se reduce a

causa de esta dilución.

13. La dilución varía con el proceso de soldadura. Los porcientos de dilución para cada proceso

son: Proceso % de dilución

OAW 5

SMAW 20

GMAW (semiautomática) 20

GTAW 15

SAW 40

14. El análisis químico mostrado en las etiquetas y boletines técnicos corresponden a un metal

de aporte con dilución cero.

15. Una drástica pérdida de dureza o resistencia al desgaste ocurrirá si el revestimiento es

expuesto a temperaturas mayores a las que se recomiendan para cada tipo específico de

depósito.

16. Los depósitos de alto cromo y alto carbono tienen buena resistencia a la abrasión, limitada

resistencia al impacto, y moderada resistencia a la corrosión y al calor.

17. Los depósitos de altas aleaciones que involucran altas durezas, son los que mejores

resistencias al desgaste por abrasión, pero tienen la tendencia a producir rajaduras de alivio

de tensiones transversales a la dirección del deposito. Estas no son preocupantes a menos

que se involucren impactos severos. Se recomiendan aplicar en cordones cortos, puntos

rápidos, o cualquier otro tipo de patrón que reduzca la tendencia a la distorsión

18. La eficiencia de las aleaciones utilizadas por los diferentes procesos de soldadura son

diferentes y deben ser considerados, dados los costos por kg.



53

Proceso eficiencia %**

OAW 97

SMAW 68

GMAW (semiautomática) 93

GTAW 98

SAW 92

FCAW 95

**Esto significa que 45 kg. de metal, deposita 42 kg. de metal fundido.

19. Un factor de importancia considerable es la velocidad de aportación de cada proceso, los

rangos de deposición, parta equipos que utilizan el arco eléctrico, consideran el 100% de

tiempo de arco.

Proceso Tasa de deposición horaria (Kg./h)

OAW 1.4 -2.3

SMAW 1.8 - 2.3

GMAW (semiautomática) 6.8 - 11.3

GTAW 1.8 - 2.3

SAW 8.2 - 20

20. La dureza de un deposito protector puede medirse por diferentes métodos que indican

propiedades diferentes:

Rockewell-C ----------------- Resistencia a la abrasión.

Vickers------------------------ Resistencia a la abrasión.

Shore------------------------ Resistencia al impacto.

Brinnell------------------------- Resistencia a al deformación.

21. Si 3.2 mm o mayores diámetros de electrodos son usados constantemente en aplicaciones

de relleno, es necesario con el tiempo cambiar para GMAW como una variante más

económica, cuando se requieren grandes depósitos o las piezas son grandes y repetitivas

debe considerarse las siguiente opciones:

a- Utilizar electrodos revestidos de mayores diámetros.

b- Utilizar FCAW (autoprotegidos)

22. Para la reconstrucción de piezas de Ac Aust. al Mn , solo se deben utilizar electrodos

revestidos o continuos de Ac al Mn, con ligeras adiciones de Ni-Cr o Ni-Mo-V que resultan

altamente beneficiosos. También pueden utilizarse los Ac Inox. Austeniticos.

23. Nunca utilizar aleaciones de Ac de bajo carbono ni Aceros tratables térmicamente para

reconstrucción de piezas de acero Aust. al Mn, pues tienden a rajarse o a desprenderse.

24. Cuando se efectúan depósitos de Ac Aust. al Mn debe cuidarse que los cordones no sean

mas anchos de 16 mm y que presenten un buena convexidad .Los depósitos planos pueden

tener rajaduras longitudinales en el centro del cordón, además de demorar el proceso de

reconstrucción e incrementar el calor aportado.

25. Nunca haga cordones anchos sobre aceros que no deben ser sobrecalentados, los

depósitos anchos exigen una baja velocidad de relleno, concentrando el calor en las zonas

del metal base



54

26. Cuando se usen composiciones modernas de electrodos revestidos (comparados con las

varillas al Mn) o electrodos tubulares de Ac al Mn, los depósitos no deben ser martillados

bajo el concepto de eliminar tensiones.

27. El Ac. Aust. al Mn es tenaz y posee las mejores características para resistir al impacto

severo, pero tiene poca resistencia a la abrasión, mientras no se deforme y endurezca

superficialmente. Un revestimiento final, de elevada dureza incrementa notablemente la vida

útil de las piezas a un costo mínimo.

28. La elevada tenacidad del Ac al Mn se vera perdida si la temperatura del metal base al soldar

se incrementa a más de 315 °C, por esta razón los depósitos deben ser hechos

alternadamente para evitar concentraciones de calor en pequeñas áreas, sumergir la pieza

en agua fría mientras se suelda dejando solo afuera la superficie a tratar o enfriando con

agua cada cordón depositado.

29. Si el electrodo está indicando para depositarse con CC (+-) utize la polaridad directa (-),de

esta forma el calor generado (2/3) se concentrará en el electrodo incrementando la

velocidad de depósito , un cordón mas alto y una dilucion menor.

30. El calibre del cable a utilizar dependerá del amperaje y de la longitud necesaria. La calidad

de los depósitos se verá afectada si el calibre del cable es bajo (sobrecalentamiento) y si la

longitud es grande (caídas de Voltaje).

31. Las rajaduras producidas en metales base sensible al agrietamiento, pueden eliminarse con

un precalentamiento adecuado seguido de un enfriamiento lento después de la soldadura.

32. La porosidad en un deposito en el resultado de un arco largo, un cordón muy ancho,

sobrecalentamiento, metal base sucio o contaminado o en depósitos realizados con GMAW

una extensión muy larga del electrodo.

33. Los depósitos de carburo de W son los mejores constituyentes para la resistencia a la alta

abrasión, pero nunca deben utilizarse con altas temperaturas. Una drástica reducción

aparece debido a la oxidación de las partículas de carburo de Tungsteno.

34. Los FCAW deben depositarse con CC(+), si se usa (-) las salpicaduras son excesivas y las

características de los depósitos son pobres.

35. Los depósitos protectores, contra la abrasión, depositados con espacios entre si de 6-25

mm y transversales al flujo de los materiales abrasivos, proveerán de gran durabilidad a

piezas nuevas utilizadas en la industria de los áridos.

36. Una solución altamente beneficiosa para evitar o reducir las distorsiones en aplicar los

revestimientos protectores siguiendo los patrones indicados (Diamante, punto rápido,

espina).

37. Cuando se aplica proceso oxiacetilénico es recomendable la utilización de exceso de

acetileno.

38. Los FCAW diseñados para MIG/MAG no deben ser usados con SAW ya que producen una

escoria muy fina difícil de limpiar, si no hay otra opción, utilizarlos con fundentes neutros.

39. Los FCAW protegidos o autoprotegidos, pueden ser utilizados con cualquier fuente de

potencia (CC) de voltaje constante. Los FCAW para SAW pueden ser utilizados con

cualquier fuente de AC-DC.

40. Una capa de 3 mm debe ser removida de las superficies a reconstruir o revestir en

aleaciones auto-enduresibles, cuando estas están sometidas a impacto para evitar

desprendimientos de la capa.



55

41. Cuando la abrasión es el mecanismo fundamental, los carburos de cromo son

recomendables considerando su bajo costo de protección.

42. Las conexiones de corriente deben estar bien realizadas, conexiones pobres o deficientes

producen porosidad y arcos inestables.

43. El espesor de la capa de fundente durante la SAW puede influir en la apariencia y la

confiabilidad del depósito.

Antecedentes históricos del proceso de rociado térmico.

Definición.

El rociado térmico es entendido como un proceso de deposición de partículas fundidas o semi-

fundidas sobre un sustrato o superficie de una pieza. La microestructura del recubrimiento resulta de

la solidificación y sinterizado de las partículas proyectadas.

Historia.

El origen del rociado térmico data de principios de 1900. El invento de un proceso de metalizado por

Schoop y Guenther en 1917, es generalmente aceptado como el nacimiento de esta tecnología.

Inicialmente el proceso fue usado principalmente para deposición de recubrimientos de zinc

resistentes a la corrosión, y después se utilizó para el rociado de metales duros o simplemente en

restablecimiento de medidas nominales. Durante los años de 1950, la aplicación se extendió hacia

el uso de materiales refractarios frecuentemente relacionado con las necesidades de la industria

aerospacial y técnicas nuevas. El estudio de la física en los procesos de rociado térmico fue iniciado

a principios de 1960, por Engelke, 1962; Meyer, 1962 y 1969: Matting y Steffens, 1963; Scott y

Cannell, en 1967. En la década de 1970 se desarrolló el proceso de rociado de plasma en vacío

(VPS), acreditado por Muehlberger (1973).

Finalmente durante la década de 1980, la tecnología de rociado térmico se convirtió en una

tecnología industrial reconocida. El desarrollo del rociado térmico de alta velocidad por la Browning

Engineering Corp. (1980) es otro logro principal. Igualmente activa fue la investigación sobre

nuevos materiales y nuevas aplicaciones. El futuro del desarrollo de esta tecnología está

relacionado con los requerimientos económicos del mercado del rociado térmico, y la posibilidad de

aplicación de nuevos productos.

Clasificación de los procesos de rociado térmico:

La AWS (American Welding Society) clasifica a los procesos de rociado térmico en dos grupos

básicos, según el método de generación del calor en los Grupos I y II. Los del grupo I emplean

gases combustibles, en tanto que los del grupo II se valen de la energía eléctrica.

Grupos básicos del rociado térmico.

Grupo I

Combustión

Grupo II

Eléctrico

1. Flama

a. Subsónico

b. Hipersónico

1. Arco

2. Arco de plasma

3. Plasma acoplado por inducción



56

Rociado térmico subsónico con llama.

En el proceso de rociado térmico subsónico con llama el material objeto de rociado, es mezclado

con los gases de la llama y se funde o semi-funde. Este material puede entrar en forma de alambre,

varilla o polvo, finalmente es impactado en forma de partículas por los mismos gases de la llama

contra la superficie de la pieza o sustrato, ver figura 30.

Figura 30 Esquema de una pistola de rociado térmico subsónico con flama.

Es posible rociar con la flama una amplia variedad de materiales en estas formas. Los materiales se

depositan en múltiples capas, cada una de las cuales puede tener un espesor tan pequeño como

0.0005 pulg. por pasada ( 0.0127 mm ). El espesor total del material depositado dependerá de

varios factores, incluidos los siguientes:

(1) Tipo y propiedades del material de recubrimiento.

(2) Condición del material de la pieza de trabajo, incluyendo la geometría.

(3) Requisitos de servicio del producto recubierto.

(4) Tratamiento posterior del producto recubierto.

Rociado térmico hipersónico con flama.

Existen dos tipos de equipos de aspersión hipersónicas, de detonación y de combustión continua. Rociado por detonación.

El rociado por detonación se efectúa con una pistola de diseño especial como la que se muestra en

la figura 31. La cual es diferente de los demás dispositivos de rociado por combustión. Aprovecha la

energía de explosiones de mezclas de oxígeno y acetileno, para lanzar partículas pulverizadas

hacia la superficie del sustrato con energía cinética mayor que las lanzadas con el equipo de flama

estable. El depósito resultante es extremadamente duro y denso, y se adhiere fuertemente. (Ref. 7)



57

Figura 31 Esquema de una pistola de detonación.

La pistola de detonación, que se muestra en forma esquemática en la figura 1. 2, consiste en un

cañón largo en el que se introduce una mezcla de oxígeno, gas combustible y material de

recubrimiento en polvo suspendido en nitrógeno. La mezcla de oxígeno-acetileno se enciende

mediante una chispa eléctrica varias veces por segundo, creando una serie de ondas de detonación

controladas (frentes de flama) que aceleran y calientan las partículas de polvo conforme avanzan a

lo largo del cañón. Al salir las partículas, alcanzan velocidades aproximadamente de 760 m/s (2500

pies/s). Después de cada expulsión de polvo, la unidad se purga con nitrógeno antes de

detonaciones sucesivas. Las detonaciones, a razón de varias por segundo, engrosan el

recubrimiento hasta el espesor deseado.

Con la pistola de detonación se alcanzan temperaturas de más de 3315°C (6000 °F), mientras que

un sistema de refrigeración de dióxido de carbono mantiene la temperatura del sustrato por debajo

de 150°C (300 °F).

El espesor del recubrimiento varía entre 50 y 500 m (0.002 y 0.02 pulg), este proceso produce un

nivel de ruido que rebasa los 150 decibeles, por lo que se instala en un recinto aislado

acústicamente. La operación de recubrimiento en si es totalmente automática y de control remoto.

La elevada velocidad de incidencia de las partículas produce una elevada adhesión con el sustrato,

y pueden obtenerse acabados excelentes. La porosidad del recubrimiento es baja.

Rociado de combustión continua.

El equipo para el proceso de rociado combustión continua es similar al de rociado subsónico con

flama, en cuanto a que un gas combustible como el propileno se quema con oxígeno para

suministrar calor. El polvo que se va a rociar se suspende en un gas portador (nitrógeno) y se

inyecta axialmente en la pistola como se muestra en la figura 32. La boquilla de la pistola

hipersónica restringe el flujo del gas y produce velocidades de salida de hasta 900 m/s (3000

pies/s).

Figura 32 Esquema de una pistola de rociado de combustión continua.



58

Los depósitos rociados con llama que produce la pistola hipersónica, son similares a los que se

obtienen con el rociado por detonación. Gracias a lo elevado de las velocidades de incidencia, las

partículas rociadas se adhieren muy fuertemente al sustrato.

Figura 33. Velocidad de las partículas en el proceso de rociado térmico de combustión continua.

Rociado térmico con arco eléctrico.

El proceso de rociado con arco hace uso de un arco entre dos alambres (material de aspersión) que

se mantienen aislados uno del otro y avanzan automáticamente para encontrarse en cierto punto

dentro de un chorro de gas atomizado. Una diferencia de potencial de 18 a 40 volts aplicada entre

los alambres inicia un arco en el punto donde convergen, fundiéndose las puntas de ambos

alambres. Un gas atomizador, por lo regular aire comprimido, se dirige a la zona del arco, donde

cizalla gotícas fundidas que forman un rocío atomizado.

La velocidad del gas por la boquilla atomizadora puede regularse dentro del intervalo de 4.0 a 5.5

m/s (800 a 1100 pies/min.), para controlar las características del depósito. Las partículas de metal

fundido o semi-fundido son expulsadas del arco a razón de varios miles de partículas por segundo.

En comparación con el rociado de alambre con flama, la cantidad de óxidos metálicos se controla

mejor y las velocidades de aspersión son más altas en el rociado de alambre con arco. Por esta

razón, el rociado con arco a menudo resulta más económico. (Ref. 5)La unidad de control del

alambre consiste en dos carretes (o bobinas) de alambre aislados entre sí y conectados a la pistola

de aspersión mediante tubos guía flexiblemente aislados. El diámetro de los alambres varía entre

1.6 y 3.2 mm (1/16 y 1/18 pulg).

En la figura 34, se muestra de manera esquemática una pistola de aspersión de arco con alambre.

Se requiere una fuente de potencia tipo soldadura para mantener el arco entre los dos alambres. La

temperatura del arco excede el punto de fusión del material de aspersión. Durante el ciclo de fusión,

el material se sobrecalienta hasta el punto en que puede haber cierta volatilización, sobre todo en el

caso del aluminio y el cinc.

La elevada temperatura de las partículas produce interacciones metalúrgicas o zonas de difusión, o

ambas cosas, después del impacto con el sustrato. Estas reacciones localizadas forman diminutos



59

puntos de soldadura con buena resistencia cohesiva y adhesiva. Así, los recubrimientos adquieren

una fortaleza de adhesión excelente.

Figura 34 Esquema de una pistola de rociado térmico de arco con alambre.

El proceso de rociado de arco con alambre puede depositar tasas tan bajas como 0.45 kg/h (1 lb/h).

También pueden alcanzarse tasas de deposición más altas que las posibles con otros procesos de

aspersión. Los factores que controlan la tasa de aplicación son la especificación de corriente de la

fuente de potencia y la velocidad de alimentación del alambre máxima permisible para transportar la

potencia disponible.

Normalmente se usan fuentes de potencia continua y potencial constante para el rociado de arco

con alambre, un alambre es positivo (ánodo) y el otro es negativo (cátodo). La punta del alambre del

cátodo alcanza una temperatura mayor que la del ánodo, y se funde con mayor rapidez; en

consecuencia, las partículas atomizadas del cátodo son mucho más pequeñas que las del alambre

del ánodo cuando los dos alambres tienen el mismo diámetro.

La fuente de potencia, que suministra un voltaje de 18 a 40 volts, permite operar con una amplia

gama de metales y aleaciones. El tamaño del arco y el tamaño de las partículas rociadas aumentan

con el voltaje, el cual debe mantenerse en el nivel más bajo posible que produzca un arco estable, a

fin de obtener recubrimientos uniformes y con densidad máxima.

Después de aplicarse la primera capa en toda la superficie, el rociado subsecuente se efectúa con

presión de gas estándar, el voltaje de arco más bajo produce un arco estable, y la distancia pistola-

trabajo normal. Estas condiciones aseguran que:

1. El tamaño de las partículas rociadas será pequeño.

2. Habrá un mínimo de pérdidas de constituyentes de la aleación.

3. El patrón de rociado será concentrado.

4. La tasa de fusión será alta.

Rociado térmico con arco de plasma.

El término “arco de plasma” se emplea para describir una familia de procesos de trabajo de metales

utilizados para rociar, soldar y recubrir por fusión y cortar. Todos hacen uso de un arco constreñido

para producir una concentración elevada de energía térmica. La construcción del arco se logra

haciendo que el arco eléctrico pase por un orificio. Durante el calentamiento, el gas acompañante se

ioniza parcialmente, produciendo un plasma.



60

En el rociado con plasma, un arco no transferido se estabiliza entre un electrodo y una boquilla

constrictora. El proceso se ilustra en la figura 35. El sustrato no forma parte del circuito eléctrico.

Figura 35 Esquema de una pistola para rociado térmico con arco de plasma.

Los componentes de turbinas y motores a reacción se exponen a condiciones de servicio extremas.

Los materiales de ingeniería existentes no resisten estas condiciones sin un recubrimiento protector

rociado térmicamente. En muchos casos, el recubrimiento rociado consiste en óxidos y carburos

cerámicos.

El proceso de rociado con plasma se desarrolló para satisfacer estas necesidades. A su vez, este

proceso estimuló el desarrollo de una nueva familia de materiales y técnicas de aplicación para una

gama mucho más amplia de aplicaciones industriales. El rociado con plasma complementa los

procesos más antiguos de rociado con flama y con arco.

El proceso maneja materiales pulverizados en un plasma (gas caliente ionizado o disociado) como

fuente de calor. Los generadores de plasma producen temperaturas controladas desde 2200 hasta

8300 °C (4000 a 15000 °F), capaces de fundir casi cualquier sustancia. (Ver figura 36)

Figura 36 Temperatura en función de la distancia en el rociado térmico con plasma.

En el proceso de rociado con plasma, un gas o una mezcla de gases se hace pasar por un arco

eléctrico entre un cátodo de aleación de tungsteno alineado coaxialmente y un orificio dentro de un

ánodo de cobre. El gas que pasa por el orificio se ioniza.

Un sistema de rociado con plasma consiste en una pistola de plasma, una fuente de potencia, un

sistema de alimentación de polvos y los dispositivos de fijación y recorrido asociados. El sistema

completo, que incluye la unidad de aspersión, puede operarse desde una consola de control. La



61

consola permite ajustar la tasa de flujo de gas de plasma y la corriente de plasma incluye funciones

de arranque y detención y, algunos casos, opera la unidad de alimentación de polvos. Todos los

sistemas de rociado con plasma realizan estas funciones.

Los gases cumplen con tres cometidos en los sistemas de rociado con plasma:

Como gas de plasma primario

Como gas secundario mezclado en pequeños volúmenes con el gas de plasma

Como gas portador del polvo

Figura 37 Velocidad de las partículas en el proceso de plasma.

Los cuatro gases de uso común para el rociado con plasma, y sus características importantes, son

los siguientes:

1. El nitrógeno se utiliza mucho porque es económico, diatómico y permite alcanzar tasas de

rociado y eficiencias de deposición elevadas.

2. El argón produce plasma de alta velocidad, se emplea para rociar materiales que sufrirían

efectos adversos si se usara hidrógeno o nitrógeno. Los carburos y las aleaciones de alta

temperatura comúnmente se rocían con argón, sobre todo en aplicaciones de aeronaves.

3. Puede usarse hidrógeno como gas secundario en proporciones del 5 al 25 %, con nitrógeno o

argón.

4. El helio normalmente se usa como gas secundario mezclado con argón, sobre todo cuando el

sustrato es titanio. También tiende a elevar el voltaje del arco.

Rociado térmico de plasma acoplado por inducción.

El rociado de plasma acoplado por inducción genera un plasma mediante la producción de una

carga conductora (arco) dentro del campo inductivo de un sistema de ignición. Así, el campo

inductivo se acopla al gas conductor como la haría con una barra de hierro véase la figura 38

Tanto la estabilidad del plasma como la eficiencia de conversión y el contenido calorífico máximo,

están relacionados con el patrón de flujo del gas, y este patrón varía en los distintos gases.



62

Puesto que no hay electrodos, es posible operar en forma continua con gases tanto reactivos como

inertes sin que se deteriore la pistola. En estos gases se encuentran los siguientes; aire, argón,

nitrógeno y oxígeno.

La velocidad del gas puede variarse desde unos cuantos metros por segundo hasta más de 3000

m/s (10 000 pies/s) cambiando el diámetro de la boquilla de salida.

Esta fuente de calor se ha utilizado para rociar polvos intermetálicos como el aluminuro de titanio,

con excelentes resultados.

Al no haber electrodo que pudiera deteriorarse durante la operación, se elimina una posible fuente

de contaminación y se obtiene un depósito más puro.

Figura 38 Esquema de una pistola de plasma acoplado por inducción.

Figura 39 Velocidad de las partículas en el rociado térmico con plasma acoplado por inducción.

Naturaleza de los recubrimientos rociados térmicamente.

El éxito en el empleo de recubrimientos rociados térmicamente depende de que se sigan

cuidadosamente los procedimientos específicos del proceso. Esta es una regla fundamental del

rociado térmico, y cualquier desviación respecto a las normas de una aplicación en particular



63

producirá resultados no confiables. Los sistemas de recubrimientos rociados térmicamente tienen

cuatro componentes básicos y se puede ver en forma esquemática en la figura 40.

Adherencia necesaria del recubrimiento

Estructura del recubrimiento

Acabado del recubrimiento

Esfuerzos residuales

Figura 40. Sección transversal de un recubrimiento típico que ilustra la estructura laminar de los

óxidos y las inclusiones.

Adherencia del recubrimiento.

La unión entre el recubrimiento y el sustrato se conoce como adhesión ó adherencia y puede ser

mecánica o metalúrgica. En la adherencia influye una combinación de factores como:

Material del recubrimiento.

Tamaño de las partículas rociadas.

Condición y geometría del sustrato.

Grado de aspereza del sustrato.

Limpieza de la superficie del sustrato.

Temperatura de la superficie antes, durante y después del rociado.

Velocidad de impacto de las partículas.

Tipo de material del sustrato.

Angulo de rociado.

La resistencia a la adherencia como se menciona, depende de muchos factores y uno de estos

factores es el grado de aspereza o rugosidad del sustrato, como se puede apreciar en las figuras

41, 42.



64

Figura 41 Representación gráfica de la resistencia a la adherencia en función del grado de

rugosidad del sustrato, obtenida mediante un ensayo mecánico de corte.

Figura 42 Representación gráfica de la resistencia a la adherencia en función del grado de

rugosidad en el sustrato, obtenida mediante un ensayo mecánico de tensión.

En la tabla de a continuacion, se observan las características generales de cada uno de los

procesos existentes de rociado térmico, en donde se destaca la resistencia a la adherencia que

tienen cada uno de ellos, y además se pueden observar otras propiedades que no son menos

importantes.

Comparación general de los diferentes procesos de rociado térmico. Tipo de recubrimiento

Rociado Térmico subsónico (polvo)

Rociado Térmico hipersónico (polvo)

Rociado Térmico con arco eléctrico (alambre)

Rociado Térmico con plasma (polvo)

Temperatura del gas 103 °C (103 °F)

Todos los

recubrimientos

3

(5.4)

2-3

(3.6-5.4)

N/A 12-16

(21.6-28.8)

Resistencia a la adherencia MPa (103 psi)

Metales ferrosos 14-21

(2-3)

48-62

(7-9)

28-41

(4-6)

22-34

(3-5)

Metales no ferrosos 7-32

(1-5)

48-62

(7-9)

14-28

(2-7)

14-28

(2-7)

Aleaciones

autofundibles

83+

(12+)

62

(9)

------- -------



65

Cerámico 14-38

(2-5)

-------- ------- 21-41

(3-6)

Carburo 34-48

(5-7)

83+

(12+)

------- 55-69

(8-10)

Porcentaje de densidad (%)

Metales ferrosos 85-90 95-98+ 85-95 90-95

Metales no ferrosos 85-90 95-98+ 85-95 90-95

Aleaciones

autofundibles

100 98+ ------- -------

Cerámico 90-95 -------- -------- 90-95+

Carburo 85-90 95-98+ ------- 90-95+

Dureza

Metales ferrosos 80Rb-35Rc 90Rb-45Rc 85Rb-40Rc 80Rb-40Rc

Metales no ferrosos 30Rh-30Rc 100Rh-55Rc 40Rh-35Rc 40Rh-50Rc

Aleaciones

autofundibles

30-60Rc 50-6ºRc -------- -------

Cerámico 40-65Rc ------- ------- 45-65Rc

Carburo 45-55Rc 55-72Rc ------ 50-65Rc

Permeabilidad

Metales ferrosos Media Insignificante media

Media

Cont.... Tabla

Metales no ferrosos Media Insignificante media Media

Aleaciones

autofundibles

Ninguna Insignificante ------- -------

Cerámico Media ------- ------- baja-media

Carburo Media Insignificante ------- baja-media

Limite de espesor del recubrimiento mm (in.)

Metales ferrosos 0.5-2.0

(0.02-0.08)

0.6-2.5

(0.025-0.1)

0.5-2.5

(0.02-0.1)

0.4-2.5

(0.015-0.1)

Metales no ferrosos 0.5-2.0

(0.02-0.08)

0.6-2.5

(0.025-0.1)

0.5-2.5

(0.02-0.1)

0.4-2.5

(0.015-0.1)

Aleaciones

autofundibles

0.4-2.5

(0.02-0.2)

0.4-3.8

(0.015-0.15)

------- -------

Cerámico 0.4-0.8

(0.015-0.1)

-------- ------- 0.4-5.0

(0.015-0.2

Carburo 0.4-0.8

(0.015-0.1)

0.4-5.0+

(0.015-0.2+)

-------- 0.4-5.0

(0.015-0.2)

Estructura del recubrimiento.

Los metales y aleaciones depositadas con el proceso de rociado térmico no conservan su estructura

y su relación química original si no se utilizan técnicas especiales. Sus propiedades pueden cambiar



66

de manera significativa dependiendo del método de aspersión empleado. Las propiedades físicas y

mecánicas de los depósitos rociados normalmente son muy distintas de las de los materiales

originales. La estructura del depósito es laminar y heterogénea; su cohesión es generalmente el

resultado de agarres mecánicos, algo de fusión punto a punto, en ocasiones enlaces oxido-oxido. La

resistencia a la tensión de estas estructuras es baja comparada con la de los mismos materiales en

forma forjada o colada.

Los recubrimientos metálicos tienden a ser porosos y quebradizos, y difieren en cuanto a su dureza

respecto al material consumible original. Las estructuras de los recubrimientos recién rociados serán

similares en su naturaleza laminar, pero presentaran características variables, dependiendo del

proceso de aspersión empleado, de los parámetros del proceso, de las técnicas empleadas y de la

naturaleza del material de aspersión aplicado.

La densidad del recubrimiento variará con la velocidad de las partículas, la temperatura de la fuente

de calor del proceso de aspersión y de la cantidad de gas utilizada. La densidad también cambia

con el tipo de polvo, su tamaño de grano, la tasa de aspersión, la distancia entre la pistola y el

sustrato y el método de inyección.

Los depósitos rociados térmicamente tienen densidades menores que el 100 % de la densidad de

los metales de aporte porque son porosos y contienen algo de óxidos. La porosidad de los depósitos

rociados se caracteriza por poros aislados y ocasionalmente interconectados. Es posible sacar

provecho a la naturaleza porosa de los depósitos rociados, sobre todo en el caso de superficies que

actúan como cojinetes.

El examen microscópico es la única forma de evaluar la calidad en el aspecto de porosidad. (

La naturaleza de la unión en la condición recién rociada puede modificarse mediante un tratamiento

térmico posterior. La modificación se efectúa por difusión, reacción química, o ambas cosas, entre el

recubrimiento y el sustrato.

Acabado del recubrimiento.

Las técnicas para dar acabado superficial a depósitos de rociado térmico difieren un tanto de las

que suelen emplearse para metales. La mayor parte de los depósitos rociados se adhieren al

sustrato principalmente por enlaces mecánicos, excepto en el caso de recubrimientos fusionados. Si

durante la operación de acabado se genera en el recubrimiento un exceso de calor o presión, puede

haber daños como agrietamiento, o separación del sustrato.

Puesto que la composición de un depósito recién rociado es un agregado de partículas individuales,

una técnica de acabado inadecuada puede despegar partículas individuales o en grupos, pudiendo

producir una superficie de aspecto corroído. Las partículas depositadas deberán cortarse

limpiamente y no arrancarse de la superficie. Aún así, la superficie totalmente acabada

probablemente no sea brillante, sino que tenga una textura mate debido a la porosidad del depósito.

La selección del método de acabado depende del tipo de material depositado, de su dureza y del

espesor del recubrimiento. Hay que tener en cuenta las propiedades del material del sustrato y

también los requisitos dimensionales y de aspereza de la superficie. Los depósitos rociados de

metales blandos por lo regular se les dan acabado por maquinado, sobre todo a los que se aplican

a componentes de máquinas.

Se obtiene un buen acabado empleando velocidades de corte altas y herramientas de carburo para

tales aplicaciones. Sin embargo, es más común que los depósitos rociados se terminen mediante

abrasión, sobre todo los recubrimientos duros y cerámicos.



67

Esfuerzos residuales en los recubrimientos.

El esfuerzo residual en un recubrimiento, es el resultado de la acumulación individual de las

partículas estresadas, esto puede presentarse como esfuerzo de tensión, compresión. El resultado

de este esfuerzo, puede influenciar en las propiedades finales del recubrimiento dependiendo del

procedimiento empleado.

El esfuerzo residual, es el resultado de la contracción de las partículas en estado plástico

depositadas en la superficie del sustrato durante el enfriamiento. Un recubrimiento con esfuerzo

residual a tensión, si se trata de una placa plana no muy rígida, puede doblar el sustrato, trayendo

consigo una conformación cóncava final.

Cuando los recubrimientos son depositados sobre sustratos rígidos y estos ofrecen gran resistencia

a doblarse, se originan alto niveles de esfuerzos tanto en el propio recubrimiento como en la

interface recubrimiento-sustrato (figura 43)

Partícula fundida viajando

Esfuerzo residual de tensión

Rigido sustrato a baja temperatura

Cada partícula individual tiende a

contraerse durante su enfriamiento

Figura 43 Representación esquemática del esfuerzo residual a tensión.

Los recubrimientos con un alto coeficiente de expansión térmica, por naturaleza se contraen más

que aquellos de un coeficiente menor, produciendo al ser depositados altos niveles de esfuerzos.

Los esfuerzos residuales compresivos, (ver figura 44), son originados como resultado de partículas

sólidas o semisólidas que son impactadas fuertemente sobre la superficie del sustrato, originando

empuje hacia los lados y el centro del sustrato.

Un recubrimiento con esfuerzos residuales compresivos, dará origen al doblez del sustrato

cóncavamente (figura 45), y si estos son los suficientemente grandes, afectarán directamente la

adherencia produciendo esfuerzo de corte en la interface sustrato-recubrimiento.

Partícula sólida

a gran velocidad

Esfuerzo residual de compresión

Rigido sustrato a baja temperatura

Partícula después

de impactarse



68

Figura 44 Representación esquemática del esfuerzo residual a compresión.

Recubrimiento con esfuerzo residual de compresión

Deflexión

Recubrimiento

Sustrato

Figura 45 Recubrimiento con esfuerzo residual de compresión.

Como se mencionó anteriormente, tanto el esfuerzo tensíl como el compresivo en magnitudes

significativas, repercuten directamente como esfuerzo de corte en la interface sustrato-recubrimiento

que es paralelo a la línea de adherencia, pudiendo originar fisuraciones y desprendimiento, si el

esfuerzo es mayor que la resistencia a la tensión del recubrimiento.

El efecto del esfuerzo residual existente en la interface, puede ser más entendible cuando el

recubrimiento es depositado en una superficie de revolución como por ejemplo una flecha cilíndrica.

Sí un recubrimiento con esfuerzos residuales a tensión es aplicado sobre una flecha, el

recubrimiento tenderá a contraerse, comprimiendo la flecha, tal y como lo indica la figura 46. Si el

esfuerzo de tensión en el recubrimiento, es mayor que la resistencia a tensión del recubrimiento,

entonces el recubrimiento tenderá a fisurarse.

ESFUERZO EN ELEN LA INTERFASE

ESFUERZO EN ELRECUBRIMIENTO

RECUBRIMIENTO A TENSIÓN

INTERFASE EN COMPRESIÓN

SUSTRATO SUSTRATO

RECUBRIMIENTO A COMPRESIÓN

INTERFASE EN TENSIÓN

Figura 46 Representación esquemática de los esfuerzos a tensión

y compresivos presentes en un recubrimiento.

Sí es aplicado un recubrimiento en una flecha con esfuerzo compresivo, entonces existirá un efecto

opuesto, el esfuerzo en el recubrimiento provocará que el recubrimiento se expanda originando

esfuerzo a tensión en la interface, sí este esfuerzo de tensión es mayor que la resistencia a la

adherencia, entonces el recubrimiento se desprenderá este fenómeno tiene relación directa con la

temperatura de precalentamiento y el coeficiente de expansión térmica del recubrimiento como

puede entenderse.



69

Control de la calidad de los recuibrimientos:

Las principales propiedades que deben determinarse en el control de la calidad de recubrimientos

son la adhesión y cohesión sin dejar de evaluar por supuesto las propiedades para los cuales fue

elegido el tipo de recubrimiento. La falta de adherencia ocurre cuando el recubrimiento no posee

buen agarre o por completo se separa del sustrato. La verdadera falla de adherencia raramente

ocurre debido a la rugosidad natural de la superficie del sustrato. La falla en este caso toma lugar

cerca de la interface donde la superficie de la fractura muestra áreas libres de recubrimiento. Una

fractura que ocurre completamente dentro del recubrimiento es de naturaleza cohesiva.

El esfuerzo está dado por la relación siguiente:

UTS = L / A

Donde:

UTS = Esfuerzo de adhesión o cohesión fuerza por unidad de

área superficial.

L = Carga de falla.

A = Area de la sección transversal de la muestra.

Prueba de cohesión.

La fuerza de cohesión es una medida de la atracción que puede existir entre las partículas. La

medición de esta fuerza se realiza mediante el ensayo de tensión de una probeta preparada para tal

efecto.

Prueba de corrosión y oxidación.

Son pruebas que se realizan acelerando las condiciones del medio oxidante o corrosivo, el material

es ensayado para estimar la vida de un recubrimiento en particular, en un trabajo determinado

expuesto al medio. Los ensayos se realizan en un medio de contaminación, tales como

hidrocarburos, sales, sulfuros, etc. La temperatura es controlada durante el ensayo. (Ref. 16)

Choque térmico.

Se utilizan dos ensayos para choque térmico:

o Una muestra del recubrimiento es calentada y enfriada rápidamente.

o Un lado de la muestra es calentado mientras que el lado opuesto es enfriado.

Es una manera empírica de evaluar la diferencia en el coeficiente de expansión térmica.

Evaluación metalográfica.

Esta prueba se realiza para evaluar el grado de microporosidad, óxidos, inclusiones, composición

estructural, coalescencia y unión. Las pruebas deben realizarse a 100X o mayor, dependiendo de

las impurezas a examinar.

Prueba de macrodureza.

La macrodureza en estos casos generalmente utiliza el Rockwell como unidad de dureza superficial.

El indentador de carga es ligero y se extiende sobre la mayor área posible.



70

A continuación se presentan los requerimientos mínimos de espesor para determinar el grado de

dureza Rockwell a tener en cuenta en un recubrimiento superficial.

Requerimientos mínimos de espesor para determinar la dureza

Rockwell.

Escala Rockwell Espesor

(in) (mm)

15N 0.015 0.40

30N 0.025 0.64

45N 0.035 0.90

A 0.040 1.0

B 0.060 1.6

C 0.070 1.8

D 0.050 1.3

15Y 0.070 1.8

15W 0.070 1.8

Rotura en las piezas. Aspectos generales sobre rotura. Concepto

Según Dobrovolski, las piezas se diseñan en forma y dimensiones para asegurar una resistencia

mecánica necesaria de modo que se excluya el posible surgimiento de deformaciones, desgastes y

roturas. Sin embargo estos tres fenómenos originan el deterioro de las piezas a diario, lo que las

hace ponerse fuera de servicio después de un tiempo determinado, de ellas, la rotura es la más

frecuente después del desgaste, pero es la más peligrosa ya que es capaz de sacar de servicio

piezas e instalaciones que pueden provocar grandes daños a las personas y al medio ambiente, por

ejemplo: La rotura del domo del CAI Perucho Figueredo en 1993 y la rotura del evaporador de la

planta de hielo del puerto de La Habana en 1994. ¿Qué es una rotura?

Rotura no es más que la separación de dos superficies que anteriormente estuvieron unidas de

forma permanente, debido a la acción de múltiples cargas, originándose en cada una de ellas

microdestrucción. ¿Cómo se produce la rotura?

Al aumentar las tensiones, estas sobrepasan el límite de fluencia y ocasionan una deformación

plástica; es decir, se ponen en movimiento las dislocaciones, éstas no son tan móviles provocando

que se acumulen junto a obstáculos infranqueables para ellas (inclusiones, límites de grano, etc.).

Cuando esta acumulación es grande, origina una discontinuidad en el metal o lo que es igual, una

microgrieta, la que a su vez constituirá un obstáculo para el movimiento de las dislocaciones y el

consiguiente de la grieta.

Los defectos de la estructura y las discontinuidades son concentradores de tensiones, que serán

mayores cuanto más agudo sea el defecto y mayor su longitud, lo que se expresa a través del

coeficiente de concentración de tensiones (k).

k=2* rL /

Dónde: L- longitud del defecto



71

r- radio de redondeo del vértice

La magnitud r puede ser muy pequeña si la grieta es muy aguda, pero no menor de 1 Å, el cual es

el diámetro de un átomo, suponiendo que el radio mínimo de la grieta sea igual a 100 Å, la magnitud

k para una grieta extremadamente aguda será:

L (mm) 1 0.1 0.01

K 600 200 60

Donde 100 Å = 0.00001 mm

Lo que quiere decir que si una grieta posee 1 mm de longitud en un material de resistencia teórica

de rotura de 2000 kgf/mm2, se le aplica una tensión de 10 kgf/mm2, en la cabeza de la grieta se

creará una tensión igual a la resistencia teórica y la rotura se producirá por separación de unas

capas de átomos de otras. El proceso comenzará por un alud y a medida que la grieta crezca, será

necesario menos tensión.

De aquí se desprende la existencia del término magnitud crítica, el cual consiste en la dimensión

máxima que puede alcanzar la grieta para que la tensión que se genere en sus cabezas sobrepase

el límite máximo de resistencia.

Clasificación.

En dependencia del grado de deformación a que esté sometida la rotura hace que se pueda dividir

en:

rotura frágil

rotura dúctil. ¿Cuales son las características que permiten clasificar una rotura como frágil o dúctil?

Para la rotura frágil es típica la grieta aguda, frecuentemente ramificada, con una gran velocidad de

propagación y la ausencia de deformación plástica; la grieta se forma a costa de la energía elástica

acumulada.( ver figura 47aa)

Figura47. Tipos de roturas

Para la rotura dúctil es característica la grieta obtusa, que se abre con poca velocidad de

propagación y una considerable deformación plástica del metal durante ésta (ver figura_47 b)

En realidad en los metales no se produce la rotura puramente dúctil ni puramente frágil. En la dúctil,

se pueden hallar huellas de fragilidad (toda rotura se efectúa con la formación de cavidades, entre

las cuales hay tabiques que pueden romperse por desgarre)ver figura 48 derecha; en la frágil, se

pueden hallar huellas de deformación plástica (salto de uno a otro plano de separación)ver figura 48

izquierda. Por esto, cuando se habla de rotura dúctil o frágil de un metal, quiere decir que uno de los

mecanismos descritos prevalece claramente sobre el otro.



72

El tipo de rotura depende de muchos factores:

1- Composición del metal.

2- Condiciones de cargas.

3- Temperatura.

Figura 48. Aspecto de la fractura.

Otra forma de clasificar a la rotura es de acuerdo a la causa que la originó y pueden ser:

Rotura por fatiga.

Rotura por agrietamiento tenso-corrosivo.

Rotura por desgarramiento laminar.

Rotura por hidrógeno

Rotura por fatiga.

Se entiende por tal al fenómeno de destrucción que ocurre al alternar reiteradamente las cargas sin

deformación previa que la anuncie, dichas cargas si ocurrieran de forma estática, serían soportadas

indefinidamente por el material ya que las mismas generan tensiones mucho menores que la de

rotura.

En esta falla no se producen cambios en la estructura del material, ni en las propiedades mecánicas,

de manera que no se produce ningún reconocimiento o recristalización del metal plástico.

La fractura por fatiga ocurre cuando existe una de las siguientes particularidades de la solicitación.

1. Durante la solicitación repetida de un signo que varía periódicamente.

2. Durante la solicitación repetida que varía repetidamente no solo por la magnitud sino

también por el signo, tanto simétricas como asimétricas.

La ciclicidad de estas tensiones no son suficientes para que ocurra la destrucción, es necesario que

ellas tengan una magnitud determinada para un número de ciclos dados, esto se conoce como

límite de fatiga.

La falla se inicia en un punto que constituye el núcleo de la misma, en el que aparece una grieta y a

partir de la cual, la fractura va desarrollándose por fisuras progresivas hasta que el material, cuya

sección sana va reduciéndose, no puede soportar la tensión total a que se haya sometido y se

rompe bruscamente.

Este inicio de la fisura se encuentra situado junto a los defectos internos, estrías superficiales y

cambios bruscos de sección; es decir, puntos donde existan concentradores de tensiones.

En el mecanismo de la fatiga es posible considerar tres periodos:

1. Incubación: Ciertos puntos del material sufren procesos de deformación plástica, que con las

aplicaciones sucesivas de cargas variables, van acumulándose hasta que se inicia una fisura

microscópica.

2. Fisuración progresiva: Las grietas que se han iniciado en la incubación, van desarrollándose,

progresando y extendiéndose en el metal bajo la acción de las cargas repetitivas, y también por

el efecto de la entalla que la propia fisura engendra, esto da lugar a que en este período ocurra



73

la deformación plástica solo en los cristales que sufren el efecto de entalla y por lo tanto, se

produzca la fisuración progresiva sin deformación exterior.

3. Período de rotura: Ocurre de una manera brusca, simplemente por la acción de una tensión

superior a la máxima del material enérgicamente entallado.

En las piezas rotas por fatiga, la fractura presenta un aspecto singular tan característico, que

permite conocer mediante examen, si la causa que la ha provocado se debe o no a la fatiga. Estas

piezas presentan dos zonas claramente diferenciadas:

1. La superficie mate aterciopelada con puntos brillantes que parecen señalar que ha habido cierto

frotamiento entre las caras de la fractura, esta es la zona fracturada por fatiga propiamente

dicha.

2. Otra de aspecto mas o menos cristalino con todas las características de una rotura brusca

normal.

Fig. 49 Borde roto por fatiga.

Al examinar los bordes de la fractura por fatiga, con mucha frecuencia se distinguen en los mismos

estrías o pequeñas grietas que tienen su nacimiento en defectos dela sección o de la superficie

externa que constituye el origen de la falla. Al producirse la rotura después de numerosos períodos

de descanso o de reposo, se puede observar en la zona de fractura por fatiga una serie de

divisiones o líneas paralelas que se deben a la detención de la marcha del proceso de fatiga, lo que

posibilita que cuando se reinicie el proceso, estas cambien su dirección, en ensayos realizados de

forma continua, sin períodos de detención, dichas líneas no se observan.(figura 49)

Las roturas por fatiga pueden tener varias variantes en dependencia de la naturaleza de las cargas

aplicadas.

1- Rotura por cargas axiales.

2- Rotura por flexiones planas.

3- Rotura por flexión rotativa.

4- Rotura por flexión.

5- Rotura por tensión alternada

Sobre estos tipos de rotura actúan una serie de factores además de las cargas actuantes, entre

ellas tenemos:

a) Cambio de forma de la pieza: En la práctica las piezas necesitan cambios en las secciones,

las que varían de acuerdo a su función, un cambio brusco implica una variación brusca de las

fuerzas internas y por tanto, en la distribución de las tensiones que pueden cambiar de lineal a plana

o triaxial. Estos cambios de forma constituyen concentradores de tensiones, cuya magnitud

depende de las dimensiones de la entalla en específico y está dado a través del factor teórico de

concentración de tensiones, el cual es siempre mayor que la unidad y se determina por métodos

experimentales, deben cumplir la siguiente condición:



74

Un aspecto importante que influye en esto es el tipo de material, pues ellos pueden ser más o

menos sensibles a la concentración de tensiones.

Material Sensibilidad

Acero de bajo % de

carbono

-

Acero de alta

resistencia

+

Hierro fundido -

No ferrosos -

b) Dimensiones absolutas de las piezas: La resistencia a la fatiga de las piezas disminuye a

medida que ellas aumentan sus dimensiones, ya que a medida que se hacen más gruesas, la

posibilidad de existencia de defectos internos se hace mayor.

c) Estado superficial: Los defectos de carácter superficial, como pueden ser

microirregularidades o marcas producidas en el proceso de elaboración, posibilitan que constituyan

puntos de concentración de tensiones, los que disminuirán la resistencia de las capas superficiales.

d) Medio externo: Posibilita que aprovechando los defectos superficiales, surjan centros de

corrosión que pueden profundizar estos defectos y aumentar el efecto concentrador.

e) Temperatura: Al igual que los valores de resistencia normal, para temperaturas mayores de

350ºC la resistencia a la fatiga disminuye.

Rotura por agrietamiento tenso-corrosivo.

Este término se aplica a la rotura que experimentan los materiales metálicos cuando están

sometidos a la presencia simultánea de un esfuerzo tensional y un medio corrosivo.

Esta ocurre cuando pequeñas roturas o grietas pueden propagarse a través del metal,

perpendicularmente a la línea de esfuerzos mecánicos, esta rotura puede ser:

Figura 50. Tipos de roturas por agrietamiento tenso-corrosivo.

Las tensiones a que está sometido el material o aleación son por lo general producto de esfuerzos

externos, aunque a veces la rotura se produce a causa de las tensiones internas residuales que

posee el material en mayor o menor medida.

Con respecto al mecanismo en que ocurre este fenómeno, todavía está en discusión; sin embargo,

existe un consenso sobre la ocurrencia de un mecanismo mixto mecánico-electroquímico. La rotura

máx.nom.

Rotura Intercristalina Rotura transcristalina



75

comienza en una pequeña picadura o fisura que se produce en ciertos puntos de la capa pasiva o

protectora y que se debe a la acción de los iones de los halógenos o a otros metales nobles como el

Cu y Hg, que pueden depositarse a partir de la solución. La picadura avanza mucho más rápido con

el accionar de las tensiones, ya que por efecto de estas, el metal se debilita y separa la zona de

ataque, permitiendo la introducción rápida del electrolito en las profundidades de la red cristalina de

la aleación, lo que permite la propagación de la rotura inicial en forma transcristalina o

intercristalina.(figura 50)

Es necesario señalar la diferencia de este tipo de agrietamiento del que ocurre por corrosión

intercristalina donde los límites entre planos se disuelven y como resultado el material se va

desintegrando poco a poco sin la necesidad de la existencia de tensiones; sin embargo, se ha

demostrado que la corrosión intercristalina puede ser la vía para el desarrollo de la corrosión bajo

tensión, ya que posibilita a través de las estructuras sensibilizadas, permitir el desarrollo de ellas.

Fig. 51 Factores del agrietamiento bajo tensión

También este fenómeno ocurre en los generadores de vapor y se conoce como fragilidad caústica,

el cual se ha comprobado su ocurrencia cuando el agua de alimentar calderas posee trazas de

oxígeno.

Rotura por agrietamiento laminar

Durante la deformación en caliente que produce la laminación a partir de lingotes y palanquillas, las

inclusiones de óxidos, sulfuros y fósforos se laminan también formando planos de menor resistencia,

lo que conduce a una degradación de las propiedades transversales en relación con las

longitudinales.(figura 52)

La capacidad de los aceros de tener resistencia al agrietamiento laminar está dada por la capacidad

del proceso metalúrgico de producción de disminuir el contenido de azufre, la desgasificación en

vacío y la adición de tierras raras. Esta resistencia al desgarramiento laminar tiene que estar dada

por la capacidad del material de tener cierto grado de ductilidad en sentido transversal, cosa que es

de gran importancia en las construcciones soldadas a medida que aumenta el embridamiento, la

energía de soldeo y el número de reparaciones.



76

Fig. 52 Agrietamiento laminar

Rotura por hidrógeno.

En condiciones de alta presión y altas temperaturas el hidrógeno en contacto con las superficies del

acero, se difunde hacia el interior en forma de hidrógeno atómico y posteriormente se recombina en

forma de hidrógeno molecular en puntos propicios, generando altas tensiones, éste hidrógeno

provoca una pérdida de ductilidad.

El hidrógeno atómico puede provenir de:

1. Procesos de fabricación (decapado, electrodeposición, acoplamiento galvánico, reacciones

provenientes de la corrosión y la soldadura).

2. Atmósferas de servicio que contienen hidrógeno.

Al alcanzar una cierta combinación crítica de concentración de hidrógeno y niveles de tensión

actuante en una entalla, se forman microgrietas, las que progresan y se alejan del punto de alta

concentración de hidrógeno y que se detendrán al alcanzar una zona de baja concentración. El

hidrógeno se desplaza a través del material a lo largo del gradiente acumulándose en la nueva

punta de la grieta, de esta forma se creará una nueva zona de alta concentración y el proceso se

repetirá una y otra vez hasta ocurrir la fractura.

Esta difusión del hidrógeno requiere un periodo de tiempo que va desde minutos hasta días,

dependiendo del hidrógeno disponible, lo que provoca que la fractura ocurra por retardo, al

aumentar la temperatura de fragilización, aumenta pues la difusividad del mismo.

Ensayos

Todas estas causas de fracturas se pueden considerar ``naturales´´; sin embargo, en la mayoría de

las roturas catastróficas interviene otras causas entre las que se encuentran:

accidentes.

aplicaciones equivocadas.

sobrecargas.

Estos tres aspectos caen en el campo de lo impredecible, pues dependen de múltiples factores

objetivos y subjetivos. Es por esta causa que a la hora de reparar por soldadura, es preciso conocer

la aptitud del material para acometer dicho proceso, y una vía para este fin son los ensayos, uno de

ellos es el Batelle para determinar el agrietamiento debajo de los cordones, el que nos da una idea

de la soldabilidad metalúrgica que posee el material.

Este ensayo consiste en tomar muestras de 76 x 50 cm con espesores de 13 mm, 25 mm y 50 mm

(excepto que se limite el espesor de producción) y ensayarlas a las siguientes temperaturas.

13 mm ------------------------ 0ºC y 21ºC

25 mm y 50 mm -------------- 0ºC, 21ºC y 100ºC



77

A cada corrida se le realizarán 10 muestras con E 6010 y 10 con E 7018. A las que se le aplicará un

cordón de 32 mm en su superficie con un electrodo de 3 mm de diámetro y un régimen tecnológico

de Is=100 A, Va=24-26 V y una velocidad de soldadura de 250 mm/min lo que da una energía

aportada de 590 J/mm.

Los bloques se enfriarán o precalentarán en un baño hasta la temperatura indicada, a una

profundidad de 6 mm, al terminar la realización se dejarán reposar a temperatura ambiente 24 h y

después se recocerán 1 h a 590ºC.

Los bloques se seccionarán longitudinalmente en el centro del cordón y se examinarán

metalográficamente o con partículas magnéticas, midiéndose la longitud total de las grietas de cada

bloque en % de la longitud del cordón.

La limitación de este ensayo está en que no tiene en cuenta el embridamiento que sí puede influir

en la soldabilidad, por otro lado es bastante simple de realizar.

Otro ensayo de uniones soldadas, pero de mayor complejidad, que sí tiene en cuenta el

embridamiento es el ensayo Tekken (figura 53) el que posee las siguientes características:

Fig. 53 Cuppon Tekken

Las muestras se realizan a temperatura ambiente, 60ºC, 100ºC y 140ºC según JIS 3158-Z-66 y

expresa la longitud total de las grietas superficiales y transversales en %, los que se calculan a

través de las siguientes expresiones:

Grietas superficiales = ELF / L * 100

Grietas transversales = HE / H * 100

donde:

ELF-- Sumatoria de grietas superficiales (mm)

L------Longitud del cordón (mm)

HE----Altura de las grietas (mm)

H------Altura mínima del cordón (mm)

También los materiales se ensayan para mostrar su tendencia al agrietamiento respecto al medio,

este es el caso del agrietamiento por corrosión bajo tensión y los ensayos de estribo y

horquilla.(figura 54)



78

Fig. 54 Cuppones de ensayos de agrietamiento por tenso-corrosión

Estas muestras se introducen en los medios corrosivos, los que pueden variar en dependencia del

metal base como se muestra a continuación.

Aceros inoxidables austeníticos.

Inmersión contínua en una solución de 60% de CaCl2, 40% de H2O y 0.1% de HgCl a una

temperatura entre 95 y 100ºC

Aceros no aleados o poco aleados.

Inmersión contínua en una solución de 3% de NH4NO3, 60% de Ca(NO3)2 y 37% de H2O a una

temperatura de 100ºC hasta ebullición .

El tiempo de inmersión debe ser superior a los 6 días.

Reparación de piezas por soldadura.

Piezas de acero fundido.

Piezas de acero de herramienta.

Piezas de acero al manganeso.

Piezas de acero inoxidable.

Piezas de aceros inoxidable fundido resistente al calor.

Reparación de piezas de acero fundido.

Las piezas de acero fundido utilizadas en la construcción de maquinarias, representan un alto

volumen, están entre el 40-50% de la masa total de los equipos. Además, ellas por su diseño

determinan en gran medida la capacidad de trabajo y la fiabilidad de las máquinas en que están

instaladas, las que están dadas por los criterios de resistencia a las vibraciones, precisión de

trabajo, etc.

Estas piezas se pueden clasificar de acuerdo a su función en cuatro grupos fundamentales:

1- Tipo bastidor.

2- Tipo bancada.

3- Tipo caja.

4- Tipo elemento.

Los bastidores son los encargados de soportar los conjuntos principales de las máquinas, permiten

situarlas correctamente en una posición mutua y soportar los esfuerzos principales que actúan en

las máquinas.



79

Las bancadas se diferencian de los bastidores en que los conjuntos constitutivos que van sobre

ella, están sueltas o se deslizan sobre la misma.

Las cajas son las que mantienen o contienen en su interior los mecanismos de las máquinas.

Los elementos son los que cumplen una determinada función dentro de los mecanismos.

Todos estos elementos por diferentes motivos se deterioran por rotura, siendo necesario la

reparación por soldadura de los mismos.

Aspectos tecnológicos.

La soldadura por arco se utiliza para la reparación de las piezas de acero fundido, aunque también

se utiliza en la manufactura de ellas cuando es necesario ensamblarlas con aceros laminados o con

partes de estructuras, además de esto, la soldadura también se utiliza en la reparación de defectos

de fundición tales como rechupes y oquedades, los que son consecuencia de las operaciones de

fundición de partes.

Los problemas metalúrgicos que poseen estos materiales frente a la soldadura son similares a los

que presentan los aceros laminados de la misma composición química, sin embargo son más

difíciles de soldar debido a:

1. Mayor nivel de tensiones internas.

2. Mayor tendencia al agrietamiento de las secciones gruesas.

La soldadura SMAW es utilizada en la mayoría de las reparaciones, aunque la soldadura automática

y semiautomática pueden ser ventajosas en uniones largas y voluminosas y en operaciones

repetitivas. De estos procesos el GMAW y el SAW son los más usados.

Preparación para soldar.

Los métodos para remover los defectos son los mismos que se utilizan en las reparaciones de los

aceros laminados e incluyen los métodos neumáticos o térmicos como pueden ser el esmerilado o

arco-aire y cualquier otro método.

Toda traza de defectos debe ser eliminada de la fundición antes de soldar, la eliminación de estos

defectos a veces es difícil dado las características de las fracturas, las que al ser muy profundas no

se notan, en tales casos se pueden utilizar líquidos penetrantes para poder observar cuando el

defecto ha sido eliminado completamente; donde sea posible, las caras de la superficie preparada

debe llegar hasta el fondo de la ranura.

Algunas veces dos o más defectos pueden localizarse en el mismo lugar y no detectarse durante la

inspección, después de eliminado el primero debe realizársele pruebas y volver a realizar la misma

operación para soldar.

Cuando el defecto atravieza la sección de la pieza de un lado a otro, lo recomendado es virar la

pieza y dar uno o más pases par rellenar la raíz de la parte a soldar, si no es posible hacerlo de esta

forma, se utilizará un apoyo que puede ser de algún material refractario el cual tiene que estar

completamente seco, también se pueden usar como apoyos el cobre, aceros al carbono o aceros

inoxidables.



80

Efectos de la soldadura.

Los procesos de soldadura provenientes del proceso de reparación provocan una serie de

fenómenos en las piezas reparadas, entre estos tenemos:

Puntos duros: El rápido enfriamiento de la zona cercana a la soldadura desde las altas

temperaturas provoca un incremento de la dureza, al igual que un tratamiento térmico convencional.

Estos máximos de dureza dependen en gran medida del por ciento de carbono presente en el

acero, aunque la máxima dureza puede ser provocada también por los elementos de aleación

presentes. Estas zonas duras son las causantes principales del agrietamiento bajo el cordón,

además de las dificultades que pueden causar cuando es necesario maquinar las piezas,

afortunadamente los tratamientos térmicos post-soldadura eliminan este perjuicio de la ZIT.

Tensiones térmicas: El rápido calentamiento y enfriamiento de la soldadura produce tensiones

térmicas en la pieza, afortunadamente estas y otras serán eliminadas mediante un tratamiento

térmico después de realizada la soldadura aunque algunas veces estas tensiones pueden ser lo

bastante grandes para provocar grietas en caliente o distorsiones permanentes en la pieza que

pueden provocar la ocurrencia de grietas en frío.

Grietas en caliente: Estas grietas ocurren mientras que el calor afecta la ZIT o el metal solidificado

a altas temperaturas, no permitiendo que el mismo solidifique para niveles de tensiones

relativamente bajos, ellas son más comunes en el metal depositado que en el metal base y es

debido a que en el, la dirección de solidificación ocurre en forma columnar a una temperatura inferior

a la temperatura del líquido y a fases líquidas presentes en la aleación, las que tienen temperatura

de fusión baja, las cuales no han solidificado cuando ya lo ha hecho el metal.

Grietas en frío: Estas son las que están vinculadas a temperaturas inferiores a 723ºC y

recientemente se aplica a los agrietamientos bajo el cordón en el metal base en la ZIT. Las causas

de estas grietas pueden ser múltiples, entre las que tenemos, el hidrógeno como primera causa, las

tensiones residuales o el nivel de embridamiento y los cambios estructurales que ocurren en el

metal base.

Porosidad: No es más que la falta de continuidad (vacíos), los poros pueden salir o no a la

superficie y son causados por una rápida razón de enfriamiento, lo que provoca que los gases

disueltos no puedan salir de la estructura; por eso, la disminución de la razón de enfriamiento

posibilita la salida de los gases del metal soldado, es un defecto inadmisible para las costuras

soldadas de estructuras destinadas a trabajar bajo presión o en vacío. Cuando la porosidad es

severa se eliminará la capa de soldadura y se volverá a soldar.

Operación de soldadura

Precalentamiento: La mejor manera de eliminar problemas tales como grietas calientes, grietas frías,

la porosidad y deformaciones permanentes es disminuyendo el gradiente de temperatura entre el

metal fundido y la ZIT, esto se hará efectivo con la selección conveniente de la temperatura de

precalentamiento, temperatura entre pasadas y tratamiento térmico post-soldadura.



81

Dos tipos de precalentamiento son usados:

1. Precalentamiento total - Cuando toda la pieza es calentada, usualmente en un horno.

2. Precalentamiento local - Cuando solo se calienta la sección alrededor de el lugar que se va a

soldar, utilizando antorchas de gas o resistencias eléctricas.

De los dos, el total es preferido ya que minimiza las tensiones locales.

Los aceros pobres en carbono y bajo aleados no presentan tendencia al endurecimiento ni a la

grieta enfrío y si se les da precalentamiento, será mucho menor que a aceros de alto contenido de

carbono o alta aleación. Este factor también se aplica al metal depositado, especialmente si es

necesario dar múltiples pasadas.

En general aceros fundidos al carbono y de baja aleación con un contenido de carbono menor a

0,3% no requieren precalentamiento excepto en secciones gruesas.

Si el contenido de carbono está entre 0,3 y 0,5% el precalentamiento será de 93ºC a 204ºC, los

valores más altos serán cuanto mayor sean los contenidos de carbono o de aleación y cuando

halla secciones gruesas y complejas, en algunos casos el precalentamiento puede superar los

204ºC de ser necesario donde el contenido de carbono y aleación es alto.

Las fundiciones gruesas tienen más capacidad de absorción del calor y como regla general

estas piezas necesitan una mayor temperatura de precalentamiento, piezas simples con

secciones uniformes y regulares, se enfrían uniformemente y requieren de un precalentamiento

menor. Piezas complejas con cambios de secciones bruscos pueden tener tensiones internas

debido a la diferencia de velocidad de enfriamiento entre las secciones finas y gruesas, en tales

casos un precalentamiento grande es usado en concordancia a la sección más uniforme.

Durante el precalentamiento las piezas deben protegerse de las corrientes de aire y garantizar

un enfriamiento lento después de la soldadura.

El precalentamiento también puede ser calculado, existiendo un gran número de formulaciones para

ello, las que están sobre la base del Carbono Equivalente, entre algunas de ellas tenemos:

Código D.1.1

CE= C + (Mn+Si)/6 + (Cr+Mo+V)/5 + (Ni+Cu)/15

IIW

CE= C + Mn/6 + (Cr+Mo+V)/5 + (Ni+Cu)/15

JIS

CE= C + Mn/6 + Ni/40 + Cr/5 + Mo/4 + V/14 + Si/24



82

WINTERTON

CE= C + Mn/6 + Ni/20 + Cr/10 + Cu/40 - Mo/50 - V/10

LINCOLN

CE= C + Mn/6 + Ni/15 + Mo/4 + Cr/4 + Cu/13

Estas fórmulas de Carbono Equivalente intentan expresar a través de números, como influye la

composición química de los aceros sobre su soldabilidad, en especial en la fisuración en frío, sin

embargo, estas fórmulas poseen su campo de validez que está limitado por la siguiente composición

química:

0.5%C 3.5%Ni 1%Cr 1.6%Mn 0.6%Mo 1%Cu

Según sea el CE entonces será la temperatura de precalentamiento.

CE < 0.45% ---------------------- opcional

CE de 0.45% a 0.6%------------- 80-120ºC

CE >0.6% ------------------------ 200-360ºC

Otra forma de determinar la temperatura de precalentamiento, que no solo tiene en cuenta el

agrietamiento que se puede ocasionar en el metal base, sino también los cambios estructurales que

ocurren en el metal y el agrietamiento por hidrógeno que el proceso de soldadura puede ocasionar;

lo es el procedimiento que plantea el Código D.1.1-95 el cual se basa en lo siguiente: los materiales

en el siguiente diagrama se dividen en tres zonas.

CE = C + (Mn+Si)/6 + (Cr+Mo+V)/5 + (Ni+Cu)/15

Zona I: Donde el agrietamiento muy rara vez puede ocurrir, cuando ocurre se debe a altos

contenidos de hidrógeno y restricción; por lo que el precalentamiento puede calcularse por el

Método de Hidrógeno.



83

Zona II: Donde el agrietamiento puede ocurrir debido a problemas microestructurales y la

temperatura de precalentamiento se determina a través de la menor potencia efectiva aplicada a

una unión de filete en una pasada; sin embargo, si este método no procede, se puede aplicar el

Método del Hidrógeno.

Zona III: Es la zona más severa y se utiliza el Método del Hidrógeno.

Método del Hidrógeno

Estima la temperatura de precalentamiento a partir del cálculo del índice de susceptibilidad de la

estructura al agrietamiento por hidrógeno, el cual se calcula de la siguiente manera. (Ito y Bessyo)

Pcm= C+Si/30+Mn/20+Cu/20+Ni/60+Cr/20+Mo/15+V/10+5B

con esto se determina el Indice de Susceptibilidad (Pcm)

Niveles de hidrogeno.

Niveles de H2

Pcm %

<0.18 <0.23 <0.28 <0.33 < 0.38

H1 A

B C D E

H2 B C D E F

H3 C D E F G

Donde los niveles de hidrógeno representan la cantidad de hidrógeno que puede dar el material de

aporte en ml/100g de metal.

H1: extrabajo hidrógeno, menos de 5ml/100g de metal, lo que se puede lograr en las siguientes

situaciones:

Electrodos básicos estufados a 384ºC y usados en 2 horas.

Electrodos básicos estufados a 384ºC y guardados en termos calientes para ser

usados en 2 horas.

GMAW con alambre sólido usando CO2 o Ar como gas protector.

H2: bajo hidrógeno; el hidrógeno difusible <10ml/100g de metal .

Electrodos básicos guardados herméticamente o estufados a 384ºC y que serán

usados en 4 horas.

SAW con fundentes secos.

H3: nivel de hidrógeno no controlado, se cumple para electrodos de recubrimiento celulósico.

Con todos estos elementos vamos a la siguiente tabla y se extrae la temperatura mínima de

precalentamiento y la temperatura entre pasadas.



84

Temperatura mínima de precalentamiento y entre pasadas.

Niveles de Restricción

Espesor mm

Temperatura mínima de precalentamiento y entre pasadas. ºC

Indice de Susceptibilidad

A B C D E F G

bajo < 9,5 <25 <25 <25 <25 <50 130 135

9,5-19 <25 <25 25 50 85 130 135

19-38 25 25 25 65 100 130 135

38-76 25 25 25 80 106 130 135

> 76 25 25 25 80 106 130 135

medio <9,5 25 25 25 25 56 123 145

9,5'19 25 25 25 65 101 130 145

19-38 25 25 60 95 123 133 145

38-76 25 65 95 115 135 133 145

>76 80 106 123 135 145 145

alto <9,5 25 25 25 25 95 133 145

9,5-19 25 25 50 90 123 145 145

19-38 25 70 100 123 134 145 145

38-76 100 115 134 135 145 145 145

>76 100 115 134 135 145 145 145

Selección del material de aporte.

Para la soldadura de estos aceros se deben utilizar procesos y materiales que produzcan depósitos

de bajo hidrógeno y que sea compatible con las propiedades mecánicas y la composición química

de la aleación.

Tratamiento térmico post-soldadura:

Todas las piezas soldadas excepto algunas muy pobres en carbono necesitan tratamiento térmico

posterior a la soldadura, el cual se puede realizar de dos formas.

1. Realizar uno a 150ºC que se puede considerar una prolongación del precalentamiento y que

pretende fomentar la salida del hidrógeno.

2. El tradicional que consiste en un calentamiento hasta 625ºC o entre 584-662ºC para eliminar las

tensiones residuales y permitir una salida más efectiva del hidrógeno, lo que ayuda a eliminar la

posibilidad de las grietas en frío, reduciendo la dureza de la ZIT y posibilitando el maquinado.

El enfriamiento de estas piezas puede ser al aire, donde no existan corrientes; sin embargo, en

piezas de aleación que son propensas a las grietas, deben ser enfriadas gradualmente dentro de un

horno o enterradas en la arena.

Reparación por soldadura de piezas de Aceros de Herramienta

Los aceros utilizados para la fabricación de herramientas, troqueles y punzones, son los materiales

más duros y resistentes de los aceros que se utilizan en la industria, lo que está dado por sus

diferentes composiciones químicas, ver Tabla a continuación.



85

Composición química de los principales aceros de herramienta.

Tipo AISI - SAE Clasificación Composición química (%)

C Cr V W Mo Otros

W1 Endurecido al agua 0,95 0,2 0,2 Si

W2 Endurecido al agua 0,95 0,3 Mn

S1 Resist. a choques 0,33

S2 Resist. a choques 0,33 5 1,35 1 Si;0,4 Mn

S7 Resist. a choques 0,33

O1 Endurecido en aceite 0,92 0,5 0,5 0,3 Si; 1,2 Mn

O6 Endurecido en aceite 0,92

A2 Endurecido al aire 1 5 1

A4 Endurecido al aire 1 1 1 2 Mn

D2 1,5 12 1

M1 Corte rápido 0,8 4 1 1,5 8

M2 0,85 4 2 6 5

M10 0,9 4 2 8

H11 Trab. en caliente 0,35 5 0,4 1,5

H12 Trab. en caliente 0,35 5 0,4 1,5 1,5

H13 Trab. en caliente 0,35 5 1,5

P20 P/matríces 0,35 1,25 0,4

Problemas de soldabilidad

Virtualmente todos los aceros herramentales son soldables con varios grados de dificultad, entre

estas dificultades tenemos:

1. La baja conductividad, reteniendo el calor y posibilitando el crecimiento del grano.

2. La presencia de elementos de aleación, así como, el contenido de carbono, posibilitan la

formación de estructuras de alta dureza y agrietamiento. Proceso de soldadura

La reparación de las piezas de acero de herramientas, pueden ser realizadas con casi todos los

procesos de soldadura por arco. La selección del proceso depende del tamaño de la pieza, la

complejidad, la operatividad, la observancia de lo referido a la temperatura de precalentamiento, etc.

El proceso SMAW es ampliamente utilizado, la principal razón de su uso está en la flexibilidad, el

simple equipamiento y la gran variedad de composiciones de metales de aporte que poseen los

electrodos revestidos.

Piezas de dimensiones pequeñas y medianas son frecuentemente soldadas con GTAW, este

proceso es particularmente empleado en pequeñas áreas cuando es requerido bajo aporte térmico y

una mínima dilución.



86

Para piezas masivas, particularmente en la reparación de grietas presentes, o en la reconstrucción

de grandes superficies, las soldaduras son realizadas más económicamente con procesos

automáticos o semiautomáticos.

A continuación se brindan una serie de recomendaciones factibles para la reparación de estos

aceros:

1- Utilización de electrodos del menor diámetro posible.

2- Preparar la superficie por maquinado o esmerilado, las grietas deben ser vaciadas en U y

no en V ya que el ángulo agudo facilita el agrietamiento.

3- Esmerilar o maquinar la pieza en una profundidad de 2 mm aproximadamente que exceda

las dimensiones de ella.

4- Limpiar la superficie antes de soldar para evitar la presencia de óxidos y grasas.

5- No suelde a temperatura ambiente, siempre dé precalentamiento.

6- Minimice el calor aportado, utilice voltaje y corrientes mínimas en especial en las segundas

pasadas y en las de cierre.

Selección del metal de aporte.

Para esto es necesario señalar algunos criterios:

Al soldar piezas recocidas es necesario que la composición del metal de aporte se asemeje

a la del metal base, para que de esa forma el metal base y el metal de aporte puedan

coincidir en propiedades después del tratamiento térmico. De no ser posible, buscar otro lo

más parecido posible después del tratamiento térmico.

Para la selección de un metal de aporte que se utilice en reparar una herramienta

endurecida (en el borde cortante), es necesario que el mismo tome dureza en frío, para esto

dicho metal de aporte ha de tener diferente composición a la del metal base.

Cuando en la parte a soldar no existan altos requerimientos de dureza es muy común

utilizar aceros de baja aleación, aceros inoxidables o materiales de aporte base níquel.

Precalentamiento y temperatura entre pasadas.

Como expresamos antes, estos materiales no se pueden soldar sin precalentar. El precalentamiento

dependerá, además de la composición química, de si el metal está recocido o endurecido, estas

temperaturas se pueden ver en la tabla de abajo.



87

Temperaturas de precalentamiento y post – calentamiento de los aceros de herramienta.

Material

Metales base recocido

Metales base templados

Temp. de Recocido

ºC

Precal. y Post-Calent.

ºC

Temple ºC

Medio de. Enfriamient

o

Revenido ºC

Dureza HRC

Precal. y Post-Calent

ºC

Dureza HRC

W1,W2 731-759 100-217 731-787 Agua 134-329 54-65 106-217 56-52

S1 787 134-245 940 Aceite 134-275 54-57 134-245 52-56

S5 773 134-245 870 Aceite Mínimo 245 55-59 134-245 52-56

S7 800-829 134-245 926 Aire 220-234 56-58 134-245 52-56

O1 773 134-190 787 Aceite 134-247 61-63 134-190 56-52

O6 759-773 134-190 773-800 Aceite 134-247 61-63 134-190 56-52

A2 884 134-245 954 Aire 162-190 60-61 134-190 56-58

A4 759 134-245 829 Aire 162-190 60-61 134-190 60-62

D2 884 356-467 1025 Aire 467-481 58-60 356-467 58-60

H11,H12,H13

870 467-634 1025 Aire 523-606 40-50 356-523 46-54

M1,M2,M10 829 495-579 1212 Sales 523-551 65-66 495-551 60-63

Tratamiento térmico post-soldadura.

Al igual que en el precalentamiento, este depende del estado de la herramienta; para herramientas

recocidas que hallan sido soldadas, la mejor práctica es permitir que la soldadura se refresque hasta

60ºC, para después llevarla hasta la temperatura del tratamiento térmico. Cuando la herramienta

está tratada por endurecimiento, la temperatura del tratamiento no debe exceder la temperatura

original de temple, la práctica es que sea 20 o 25ºC por debajo de ésta si se desea que la dureza

perdure.

Reparación por soldadura de piezas de Aceros Austeníticos al Manganeso

Para la fabricación de piezas que trabajan al desgaste con altas presiones, como lo son las

mandíbulas de las trituradoras y cruces de vías férreas, se emplea el acero austenítico al

manganeso el cual contiene entre 1.0-15% C y entre 11-15% Mn.

Estos aceros se producen fundidos, poseyendo una estructura austenítica con carburos en exceso

(Fe, Mn)3C los cuales se localizan en los límites de los granos, lo que provoca que estos elementos

posean una elevada fragilidad, es por eso que se someten a un temple a 1100ºC con enfriamiento

en agua, mediante el cual se disuelven los carburos, adquiriendo una estructura completamente

austenítica.

Este material posee una baja dureza, pero sometido a una fuerte deformación en frío, se endurece

hasta valores de 50-60 HRC. El mecanismo mediante el cual estos materiales adquieren la dureza

no está totalmente explicado, ya que se suponía que el mismo ocurría debido a la formación de

martensita de deformación, pero mediciones han demostrado que las deformaciones solo pueden

formar 0.5-1.5% de martensita, cantidad que no puede elevar mucho la dureza del acero, es por

esto que se piensa que la acritud puede ser la causa, pues debido a la deformación, los bloques de

la estructura se dividen en un número mayor que en los aceros normales.

El acero al Mn o Hardfield se puede soldar entre sí, reparar defectos de fundición, así como unirlo

con aceros al carbono y aleados. Para su preparación se puede usar el oxicorte; sin embargo, su

tendencia a la fisuración por sobrecalentamiento, provoca que el mismo sea enfriado

constantemente con agua para evitar el mismo.

Para su soldadura se dispone de dos tipos fundamentales de electrodos.



88

E- FeMn-A: Se le conoce como electrodo de Ni-Mn, posee entre 3-5% Ni y 12-14% Mn, el

carbono es bajo y fluctúa entre 0.5-0.9%, es el más frecuente en la soldadura de acero al

Mn con acero al carbono.

E-FeMn-B: A este se le conoce como electrodo al Mn-Mo, pues posee entre 0.6-1.4% Mo.

También se pueden utilizar electrodos de acero inoxidable para la soldadura de aceros al Mn con

aceros al carbono, los más comunes son los del tipo del tipo 18-8, aunque también se pueden usar

los del tipo 29-9.

Al efectuar las operaciones de soldadura, se debe tener en cuenta una serie de recomendaciones:

1- Utilice corrientes lo más bajas posible.

2- Mantenga el metal base lo más frío posible, las partes pequeñas deben enfriarse con

frecuencia en agua.

3- Nunca precalentar.

4- Realice el martillado de los depósitos con vistas a disminuir los esfuerzos traccionales que

pueden provocar fisuras.

Reparación por soldadura de piezas de Aceros Inoxidables.

El análisis de los aceros inoxidables al cromo parte de un contenido mínimo del 12% Cr, que

proporciona al acero una característica pasividad de la película de óxido autoprotectora formada en

medios principalmente oxidantes, lo que le confiere su carácter de no oxidable. Las aleaciones Fe-

Cr presentan un diagrama de transformación complejo y su comprensión es básica para entender el

problema de su soldabilidad.

Unas breves notas nos ponen en contacto con los diferentes tipos de acero inoxidable al cromo y

sus propiedades. La ferrita con contenidos hasta de un 12% Cr se transforma, en el calentamiento,

en austenita, la cual, por enfriamiento rápido hasta la temperatura ambiente puede transformarse en

martensita, dando lugar a los aceros martensíticos. Contenidos superiores al 13% Cr producen

aleaciones ferríticas a temperatura ambiente, constituyendo este tipo de aleaciones el grupo de los

aceros inoxidables ferríticos. Para contenidos de cromo entre 12 y 13%, se forman a temperaturas

elevadas estructuras bifásicas , que a temperatura ambiente, presentan estructura mixta de

ferrita y martensita, constituyendo el grupo de aceros inoxidables martensíticos-ferríticos.

El níquel, en pequeños contenidos, no ejerce influencia sobre la microestructura de los aceros; no

obstante, su efecto gammmágeno se traduce en una extensión del bucle con contenidos

superiores al 6-8 %, desapareciendo la parte inferior del bucle y permaneciendo el acero en estado

austenítico a todas las temperaturas, lo que impedirá la recristalización.

Aceros inoxidables martensíticos.

Su contenido en cromo se sitúa entre 11,5 y 18% y, lógicamente presentan la transformación

alotrópica de austenita a martensita. El más clásico, tipo 410, presenta la composición típica del

12% Cr con bajo carbono y adición de aleantes para mejorar las características mecánicas a alta

temperatura. Por razones de soldabilidad, el contenido de carbono está muy limitado y como

consecuencia, debe limitarse el contenido de cromo, ya que al ser un elemento alfágeno, el bucle de

transformación austenítica será muy limitado. La dureza y resistencia del acero se incrementan

hasta el 0,6% C y contenidos superiores, contiene gran cantidad de carburos que incrementan su

resistencia a la abrasión.



89

En estos aceros, se produce la completa transformación austenítica a 1000ºC y transformación

incompleta entre 800 y 950ºC produciendo en el enfriamiento estructura de ferrita y martensita que

tiene consecuencias en el comportamiento de la zona afectada térmicamente, por el proceso de

soldadura. Para conseguir tenacidad se hace necesario un tratamiento térmico de revenido y el

ajuste de su temperatura modificará las características mecánicas y la tenacidad.

La martensita constituye la microestructura base a temperatura ambiente por lo que, para limitar su

dureza se recurre a adiciones de Ti, Nb, o Al como formadores de carburos. La cantidad de

martensita, importante en la consideración de la zona afectada térmicamente de la unión soldada,

se incrementa con el contenido en carbono y disminuye al incrementar el cromo. Aceros 0,15 % C y

12% Cr, son 100% martensita , mientras con 0,04% C y 14% Cr solo presentan 10% martensita. Por

esta razón la soldadura de los aceros 13% Cr es muy crítica frente a ligeras variaciones en su

composición.

Si el contenido de martensita es inferior al 10% en la zona afectada térmicamente, el acero se

comporta dúctil, y no necesita un tratamiento post-soldadura; con contenidos superiores al 50% de

martensita, la unión debe ser tratada para disminuir la dureza y ganar ductilidad. En los aceros 17%

Cr la cantidad de martensita resultante en la zona afectada térmicamente es inferior, dado su mayor

contenido en Cr, a lo que se une la aleación con elementos alfágenos, generalmente Al y V.

Por tanto, la ductilidad de los aceros inoxidables que contienen martensita en la zona afectada

térmicamente, depende de la cantidad de la misma y lógicamente, de su espesor, dado que con el

incremento del espesor la ductilidad de la zona soldada disminuye, haciendo necesario el

tratamiento térmico para transformar la estructura martensítica en estructuras bainíticas mas o

menos groseras.

En la soldabilidad de los aceros martensíticos influye mucho su templabilidad, que es un factor

importante a tener en cuenta en la presencia de la grieta en frío, junto con el contenido de hidrógeno

del metal de aporte y el grado de embridamiento a que se encuentra sometida la unión.

Por otra parte, el trabajo en servicio prolongado en la gama de temperaturas entre 450-550ºC,

origina el fenómeno de pérdida de tenacidad, conocido como "fragilidad a 475ºC".

Los aceros martensíticos, como material base, pueden poseer diferente tratamiento térmico en

estado original, pero su soldabilidad se ve mínimamente afectada por ello, al quedar eliminada la

microestructura de origen por el ciclo térmico de soldadura y éste y el contenido en carbono del

acero ejercen su principal influencia en el comportamiento de la zona afectada térmicamente. En

pruebas de soldadura no se encontraron diferencias apreciables en la microestructura de la zona

afectada térmicamente, con diferentes tratamientos originales del acero base.

Dado que su excesiva dureza, baja tenacidad y posibilidad de grieta en frío, constituyen los

problemas más importantes en la soldabilidad de los aceros inoxidables martensíticos, las

consideraciones a tener en cuenta en la preparación de la especificación de soldadura, pueden

encuadrarse en los aspectos siguientes.

La temperatura de la transformación martensíca es tan elevada, 370ºC para el acero 410, que

elevar la temperatura de precalentamiento por encima de ella es prácticamente imposible por

razones operatorias, por lo cual, el precalentamiento tiene que buscar un compromiso y permitir la

difusión del hidrógeno aportado a la unión, con lo que se disminuirá el riesgo de fisuración, aunque

su efecto sobre la dureza de la zona afectada térmicamente o la correspondiente al metal aportado

de tipo martensíticos, no se vea disminuida en forma significativa. El contenido en carbono del acero



90

y el embridamiento de la unión son factores importantes en dicha selección y un criterio

normalmente establecido es el siguiente:

% C Temp.Precalent. Trat. Post-soldadura

< 0,1 20-100ºC Opcional

0,1-

0,2 200-260ºC

Opcional, con enfriamiento lento en

soldadura

0,2-

0,5 260-320ºC Obligatorio

> 0,5 260- 320ºC Obligatorio

Debe tenerse en cuenta que los códigos de diseño establecen la temperatura de precalentamiento.

En aportaciones martensíticas se emplean los tipos 410, 410NiMo y 420, tanto en electrodos

revestidos, como en alambres. El tipo 410 es un 12%Cr y se utiliza en aceros de composición

similar, tipos 403, 410, 414 y 420, requiriendo precalentamiento y tratamiento post-soldadura de las

uniones soldadas si se desea un alto grado de ductilida.

La sensibilidad de los aceros martensíticos al agrietamiento por hidrógeno, obliga a un riguroso

control de la humedad de los materiales de aporte y a prohibir mezclas de gases con hidrógeno. En

determinadas aplicaciones se impide efectuar protección gaseosa por la raíz de las soldaduras con

nitrógeno.

La soldabilidad se incrementa empleando aportaciones de material austenítico, dado su bajo límite

elástico y su excelente ductilidad, a lo que se suma su elevado poder de disolución de hidrógeno, lo

que proporciona seguridad ante el riesgo de la grieta en frío. Las aportaciones del tipo 308, 309 y

310 son normalmente empleadas en soldaduras de aceros inoxidables martensíticos, junto con las

aportaciones base níquel Ni-Cr y Ni-Cr-Fe, proporcionando un excelente grado de tenacidad en el

metal fundido.

Cuando se emplean aportaciones del tipo martensítico, el tratamiento post-soldadura, se considera

necesario. Por el contrario, en aportaciones austeníticas, las diferentes propiedades mecánicas

existentes entre las zonas de metal fundido, afectada térmicamente y material base, no aconsejan el

uso de tratamiento térmico post-soldadura.

Las funciones del tratamiento térmico pueden incluir el revenido o el recocido del metal fundido y de

la zona afectada térmicamente, para eliminar dureza e incrementar ductilidad y tenacidad, así como

reducir las tensiones residuales propias de la soldadura.



91

Acero tipo Recocido subcrítico ºC Recocido completo ºC

403,410,416 650-760 830-880

414 650-700 No recomendado

420 680-760 830-880

431 620-700 No recomendado

440A,B,C 670-760 850-900

CA-6NM 590-620 790-820

CA-15,CA-40 620-650 850-900

Si el acero presenta un contenido de carbono superior a 0,20%, la unión se someterá a un recocido

sub-crítico inmediatamente finalizada la soldadura. El tiempo de duración del tratamiento se

establece en una hora por pulgada, tiempo mínimo de una hora, y enfriamiento al aire.

Los aceros martensíticos se usan normalmente en estado de temple y revenido y puede observarse

que en el tipo 13%Cr con diferente contenido de carbono, no existe transformación bainítica, la

transformación perlítica se presenta aproximadamente a 700ºC y la temperatura de transformación

martensítica disminuye con el incremento de carbono.

El temple de estos aceros se realiza al aire entre 950-1050ºC y debe recordarse que el incremento

en temperatura produce un valor más alto de la resistencia a la tracción, pero con disminución de la

resiliencia. En aceros con C>0,15% es posible la precipitación de carburos intergranulares en

enfriamientos iguales al temple en aceite en el intervalo 850-600ºC.

El revenido proporciona el ajuste de las características mecánicas interviniendo la temperatura de

calentamiento y el tiempo de mantenimiento como parámetros principales. Para los aceros

martensíticos es básico el conocimiento de la influencia del revenido el las características

mecánicas, destaca el cambio en la resiliencia en el intervalo 450-500ºC conocido como fragilidad

de revenido, y por tanto dicho intervalo no puede ser utilizado como temperatura de tratamiento. En

base a ello, se emplea el revenido a baja temperatura, que permite mantener la resistencia

mecánica y el revenido a alta temperatura (600-750ºC), que provoca una modificación estructural

importante con aparición de diferentes tipos de carburos. Para evitar la fragilidad de revenido en las

zonas calentadas a alta temperatura, debe procederse a un enfriamiento rápido de dichas zonas.

El criterio básico de aplicación práctica de los aceros martensíticos puede establecerse en que los

aceros con un contenido de carbono menor o igual a 0,08%, son poco sensibles a originar temple y

no necesitan por tanto, tratamiento térmico post-soldadura. Cuando el contenido de carbono se

incrementa, la sensibilidad al temple hace necesario precalentamiento entre 150-300ºC y

generalmente tratamiento de revenido después de soldar entre 600-850ºC, según la resistencia

mecánica que se desee obtener.

En los aceros con bajo contenido de carbono, pueden emplearse aportaciones de similar

composición al acero base o recurrir a aportaciones de tipo austenítico, recomendándose la primera

si se estima conveniente tratamiento post-soldadura. Dada la necesidad, prácticamente obligatoria

de practicar tratamiento térmico en los aceros con medio y alto contenido de carbono, la aportación

empleada para la soldadura es de tipo homogéneo con el material base.



92

Aceros inoxidables ferríticos.

Los aceros inoxidables ferríticos poseen suficiente contenido de cromo y elementos alfágenos para

situarse fuera de la transformación alfa-gamma, evitando de ese modo la formación de austenita en

el calentamiento, por esta razón no son templables y por tanto no afectados por pos tratamientos

térmicos post-soldadura. En los tipos más utilizados puede observarse que los de bajo Cr presentan

un bajo contenido de carbono y adición de alfágenos: Al en el 405 y Ti en el 409, mientras que

contenidos más altos en Cr permiten elevar el C y en algunos tipos el N. Los elementos Ti y Nb al

ser formadores de carburos, disminuyen el contenido de carbono en la solución sólida, lo que

mejora, en composiciones límites y rápidos enfriamientos , donde una pequeña proporción de

martensita puede formarse en los bordes de grano ferríticos, las características de ductilidad de la

unión soldada. No obstante, en la mayoría de los aceros ferríticos la ductilidad obtenida es

aceptable sin tratamiento térmico post-soldadura y únicamente para obtener un grado óptimo de

ductilidad y resistencia a la corrosión, será sometida la unión a recocido entre 760-820ºC que

transformará la martensita en ferrita y carburos esferoidales.

En determinados tipos de aceros se recurre para evitar la formación de martensita dura y frágil, al

empleo de estabilizadores del carbono, por ejemplo, Ti o Nb.

Cuando se supera el 21% Cr no existe transformación austenítica , manteniéndose la estructura

ferrítica a todas las temperaturas y formándose carburos de cromo en los bordes de grano ferrítico,

en los rápidos enfriamientos desde las altas temperaturas. Esta pérdida de cromo conlleva la

formación de carburos, si el contenido en carbono es suficiente, puede originar posterior corrosión

intergranular.

El punto fundamental a tener en cuenta en los aceros inoxidables ferríticos es su tendencia al

crecimiento del grano, cuando son calentados por encima de 900ºC, lo que ocurre a temperaturas

más bajas y en menor tiempo que en el caso de los aceros austeníticos, motivado por su red

atómica que ocasiona pérdida de tenacidad. La recuperación de la tenacidad puede lograrse

afinando el grano mediante deformación en frío y tratamiento térmico de recocido.

La pérdida de tenacidad, en forma adicional a la expuesta, puede ser producida como resultado de

precipitaciones en la matriz ferrítica, provocando un endurecimiento estructural ´´fragilización a

475ºC´´ y que afecta a todos los aceros con alto contenido de cromo. El tiempo de mantenimiento

en la gama de temperaturas 350-550ºC necesario para producir la precipitación, disminuye con el

incremento de cromo. La precipitación puede ser eliminada con tratamiento de solución a 800ºC.

Un tipo de fragilización a causa de la supersaturación de la zona afectada térmicamente por

disolución de los carburos y nitruros existentes puede presentarse en soldadura. La fragilidad está

en proporción a los contenidos de C y N, incrementándose con contenidos mayores de estos

elementos, pero también influenciada en el mismo sentido por incrementos en el contenido de Cr.

Por ejemplo, la ductilidad de uniones soldadas en acero 17% Cr con trazas de oxígeno y nitrógeno

para enclavar el tamaño del grano, permite el ensayo de doblado correcto a 180º , sin embargo, con

0,1% C y 0,015% de N2 se han encontrado grietas en el ensayo entre 30 y 100º, aunque el metal de

aporte utilizado sea austenítico. Para incrementar la ductilidad se hace necesario eliminar el estado

supersaturado, lo que puede conseguirse con un precalentamiento entre 100-200ºC, que mejora al

mismo tiempo la resiliencia a temperatura ambiente.

La soldabilidad de los aceros inoxidables ferríticos, se basa en poder conseguir la compatibilidad de

dos hechos contrapuestos:



93

Crecimiento del tamaño del grano, lo que exige soldar con pequeña aportación de energía.

Precipitación de martensita en borde del grano, en los aceros sin elementos estabilizadores,

lo que obliga a una velocidad de enfriamiento de la unión soldada no excesivamente

elevada.

La soldabilidad de los aceros ferríticos, puede ser establecida su metodología en base a las

consideraciones expuestas a continuación.

Los aceros completamente ferríticos no son precalentados dada su tendencia al crecimiento del

grano con la consiguiente pérdida de ductilidad. En los aceros que forman parcialmente martensita

en los bordes del grano, el precalentamiento trata de evitar la fisuración en la zona afectada

térmicamente y disminuir las tensiones residuales. El rango de temperatura se establece entre 150-

230ºC, según el espesor a soldar, el grado de embridamiento de la unión y en definitiva, las

características mecánicas a ser exigidas a la unión soldada.

La mayor parte de los aceros ferríticos se sueldan con electrodos austeníticos, tipo E310 (25 Cr-20

Ni) o E309 (22 Cr-12 Ni), según el servicio a que será sometido el acero.

La soldadura se realiza con arco muy corto con el objetivo de prevenir la oxidación del cromo y la

contaminación por nitrógeno, eliminándose el riego de porosidad; por otra parte, debe recordarse la

dificultad de poder transferir a partir del metal de aporte, aleantes Al y Ti, lo que dificulta la soldadura

de los aceros que los contienen, al no poder emplear aportaciones de composición similar.

Aportaciones del tipo 409 y 430 son empleadas para la soldadura de sus aceros análogos. El tipo

E430 aporta entre 15 y 17%Cr lo que proporciona un balance entre resistencia a la corrosión y

grado de ductilidad adecuado, siendo necesario precalentar y post-calentar la unión soldada para

conseguir un óptimo de resistencia mecánica y resistencia a la corrosión. Alambres del tipo ER 26-1

se emplean en soldadura semiautomática con gas inerte para el acero tipo 26-1, debiéndose tener

especial cuidado en la limpieza de materiales y zonas adyacentes a la soldadura, dada la alta

pureza de este tipo de materiales.

En la soldadura bajo protección gaseosa, se emplean mezclas ligeramente oxidantes: argón con 1%

de O2 y helio con argón y 2,5% CO2. Se prefiere la transferencia ce material por cortocircuito, que al

necesitar menor intensidad y tensión, proporciona un menor aporte térmico a la unión, limitando la

tendencia al crecimiento del grano en la zona afectada térmicamente; lógicamente, para espesores

mayores puede existir peligro de pegaduras o faltas de fusión y debe ser incrementada la energía

aportada, aún a costa de tener una mayor dilución si se emplea aportación de tipo austenítico.

Algunos tipos de estos aceros pueden soldarse con arco sumergido y debe recordarse que la

transferencia de elementos aleantes está muy condicionada por el tipo de fundente empleado, y en

este sentido, un fundente de tipo neutro requerirá una superior composición química del alambre

para compensar las pérdidas a través del arco; por el contrario, los fundentes fundidos o

aglomerados permiten añadir elementos aleantes al metal fundido, empleándose con ellos un

alambre sin excesiva aleación.

El tratamiento de los aceros inoxidables ferríticos se lleva a cabo a temperatura subcrítica (700-

800ºC) para evitar el crecimiento del grano y enfriamiento rápido en el intervalo 550-350ºC con

objeto de evitar la fragilización y pérdida de la tenacidad. Estos aceros tienen un coeficiente de

dilatación similar a los aceros al carbono, peor su conductividad térmica es aproximadamente la

mitad, lo que debe tenerse en cuenta en las aportaciones para soldaduras diferentes.

En resumen, la soldadura de los aceros inoxidables ferríticos, sin elementos estabilizadores, se

puede utilizar aportación de composición química homogénea y tratamiento post-soldadura entre



94

750-850ºC, o bien empleando aportación de tipo austenítico, menos aconsejable, cuando el

problema es de formación de martensita en los bordes del grano de la zona afectada, al no poder

revenirla sin tratamiento post-soldadura y resultar éste poco apropiado para el material austenítico.

Los inoxidables ferríticos con elementos estabilizadores se sueldan con aportación ferrítica o

austenítica sin especificar tratamiento post-soldadura en ambos casos.

El tratamiento térmico en los aceros inoxidables semiferríticos presenta características peculiares,

dado que la austenita se transforma en agregados de perlita, ferrita y carburos o nitruros para

conseguir estructuras completamente ferríticas, debe procederse a realizar tratamiento térmico de

recocido a 800ºC y enfriamiento al aire, lo que permite un óptimo de resistencia a la corrosión.

Deben tenerse en cuenta los peligros analizados de fragilización a 475ºC, típica de los aceros

martensíticos y la alta sensibilidad al crecimiento del grano de los aceros ferríticos.

Aceros inoxidables endurecibles por precipitación.

Este tipo de aceros, Precipitation Hardening PH, presentan alta resistencia mecánica motivada por

el tratamiento térmico, con un alto grado de resistencia a la corrosión y a la oxidación, sin pérdida de

apreciable de ductilidad y tenacidad. En estos aceros el endurecimiento se debe a la formación de

estructura martensítica, precipitación de constituyentes, o por combinación de ambos mecanismos

de endurecimiento.

Los tipos martensíticos presentan una composición química que templa, originando microestructura

martensítica en el enfriamiento a temperatura ambiente desde la temperatura de solución. El

calentamiento de estos aceros entre 850-1050ºC, produce estructura austenítica, que se transforma

en martensita entre 250-100ºC, pudiendo en algunos de ellos encontrarse lagunas ferríticas en la

matriz. Tras el temple los aceros son sometidos a tratamiento térmico de envejecimiento, entre 600-

450ºC, provocándose un proceso de precipitación y un incremento de la dureza de la matriz.

Lógicamente, el control de la temperatura y el tiempo de tratamiento están relacionados con las

características mecánicas deseadas. La composición química de los aceros PH martensíticos es

crítica ya que puede formarse excesiva cantidad de ferrita delta o austenita retenida que hará

disminuir su resistencia mecánica.

En los aceros con bajo contenido de carbono (C<=0,08%) la martensita resultante no será

excesivamente dura y frágil, aunque una elevación de la temperatura de revenido hace disminuir la

resistencia a la tracción resultante.

En los aceros denominados semiausteníticos o martensíticos con transformación indirecta, existe

austenita retenida en el enfriamiento inicial desde altas temperaturas (1040ºC), debiéndose

revenirlos nuevamente para transformar dicha austenita en estructura martensítica. Dado que la

temperatura de transformación martensítica es inferior a la ambiente, no resulta extraño que en el

enfriamiento rápido exista martensita retenida. Posteriormente la martensita formada en el primer

revenido de envejecimiento, es nuevamente revenida para aumentar la ductilidad y la tenacidad en

el intervalo de temperaturas de 590-500ºC.

La transformación anterior es necesaria para conseguir resistencia y dureza y se realiza calentando

el acero entre 650-900ºC para precipitar carburos y otros compuestos, lo que hace eliminar de la

matriz elementos estabilizadores de la fase austenita, permitiendo su transformación a martensita en

el enfriamiento posterior hasta temperatura ambiente, o bien, enfriando el acero por debajo de la

temperatura inicial (-70ºC), o mediante trabajo en frío, con lo que en definitiva se obtendrá una

transformación de austenita en martensita.



95

Tras la transformación martensítica, el tratamiento térmico de envejecimiento responde en forma

similar a los aceros PH martensíticos.

En los aceros PH austeníticos queda austenita remanente después del enfriamiento desde la

temperatura de solución, dada su alta aleación, por lo que las fases de precipitación quedan

solubles en el enfriamiento rápido. El tratamiento de envejecimiento se realiza a 650-730ºC durante

varias horas y los elementos de precipitación (Al, Ti, P, etc), forman compuestos intermetálicos que

incrementan notablemente la dureza y resistencia de la matriz austenítica, aunque en menor grado

que en los grupos anteriores.

Debemos significar que la mayoría de los aceros de este tipo no son utilizados en diseños que

requieren soldaduras y algunos de ellos, por ejemplo, los que presentan contenido en fósforo de

0,20% no son soldables.

Donde la soldadura es posible, las especificaciones establecidas, se basan en las consideraciones

siguientes:

Para la soldadura de los aceros PH no es necesario precalentamiento, y los tipos

martensíticos y semiausteníticos, no son propensos a la fisuración; por el contrario, los

austeníticos pueden presentar en la zona afectada térmicamente fisuración en caliente, lo

que dificulta su soldabilidad. Por otra parte, y aunque la resistencia de los aceros PH a la

corrosión es en muchos casos comparable a la de los aceros inoxidables austeníticos, su

menor ductilidad y su mayor sensibilidad a la fisuración con entallas, obliga a un cuidadoso

diseño en el grado de embridamiento a que va estar sometida la unión.

La soldadura puede realizarse por los procesos convencionales empleados en los aceros

inoxidables, con la dificultad de la soldadura con electrodo revestido, al no disponerse de

materiales de aporte con la misma composición que los diferentes tipos de aceros.

Cuando la unión no vaya a ser sometida a un alto grado de esfuerzo, el empleo de

aportaciones austeníticas o de base níquel, son ampliamente utilizadas, empleándose

asimismo este tipo de material de aportación para uniones disimiles entre estos aceros y los

aceros al carbono.

En los aceros martensíticos PH, cuando la soldadura se realiza en una sola pasada, el

metal fundido y la zona afectada térmicamente responderán análogamente a un tratamiento

post-soldadura y la dureza obtenida en las diferentes zonas de la unión será uniforme, sin

embargo, en técnica de varias pasadas no podrá garantizarse la uniformidad estructural y

se hace necesario, si dicho controles importante, un recocido de homogeneización.

Los aceros semiausteníticos PH son soldados generalmente en estado de recocido, y el ciclo de

soldadura puede originar en el metal aportado, precipitación de pequeñas lagunas de ferrita en la

matriz austenítica, manteniéndose una suficiente homogeneidad de dureza en las diferentes zonas

de la unión.

Los aceros austeníticos PH tienen una soldabilidad muy limitada a causa de su tendencia a la

fisuración en caliente (microfisuración) cuando son calentados por encima de 1150ºC, por formación

de compuestos ricos en fósforo en los bordes del grano.



96

En soldadura semiautomática se emplea protección de argón con 1-2% O2 para incrementar la

estabilidad del arco, al disminuir la viscosidad y la tensión superficial de las gotas transferidas, o de

argón con helio para aumentar su poder térmico.

En soldadura por arco sumergido, donde la resistencia de la unión no se exige en su límite más alto,

las aportaciones austeníticas tipo ER308, ER310 y ER316, se emplean con fundentes

convencionales típicos de los aceros inoxidables austeníticos.

En toda elección del material de aporte, debe pensarse que, en este tipo de acero PH, los

elementos dispersores y en especial Ti y Al son muy difíciles de aportar por soldadura eléctrica por

arco, lo que origina un cordón con menor resistencia, que la obtenida en el metal base. Por esta

razón, la presencia de elementos fácilmente escorificables (AL, Ti, Cu), hace aconsejable el uso de

soldadura TIG o MIG.

Aceros inoxidables austeníticos.

Es indudable que los aceros inoxidables austeníticos constituyen la más importante aplicación en los

procesos industriales, y desde luego, cuando interviene en la construcción el proceso de soldadura.

Por esta razón la soldadura de estos aceros, en sus diferentes tipos, bien soldados asimismo, como

entre diferentes tipos o en uniones disimilares con aceros al carbono y en procesos de recargue o

aceros chapeados; se considera fundamental en el proceso de elaboración y construcción de gran

número de industrias.

Los puntos fundamentales a tener en cuenta en la soldadura de estos aceros pueden resumirse en

las consideraciones expuestas a continuación.

Existen diferencias en composición y principalmente en el contenido de carbono, lo que

producirá diferentes cantidades de carburo precipitado en la zona afectada térmicamente,

como consecuencia del ciclo térmico a que encontrará sometida la unión soldada.

Algunos contiene selenio o azufre para facilitar su mecanizado, lo que incrementa el riesgo

de fisuración en caliente del baño de fusión.

Otros tipos contienen molibdeno para incrementar su resistencia a la corrosión y su

resistencia mecánica a elevadas temperaturas, pero al mismo tiempo, existe la posibilidad

de precipitación de carburos en la zona afectada, en forma análoga a lo que ocurre en los

aceros que poseen titanio o niobio y tantalio.

En general los aceros inoxidables austeníticos presentan una soldabilidad más satisfactoria que los

ferríticos y martensíticos, con uniones de gran tenacidad, aunque no se dé tratamiento después de

la soldadura. Es de destacar, sin embargo, su coeficiente de dilatación térmica, aproximadamente

un 50% mayor que en los aceros al carbono, mientras que su conductibilidad es únicamente una

tercera parte, lo que se traduce en las soldaduras en fuertes distorsiones.

Problema esencial en la soldadura de estos aceros lo constituye el efecto de la precipitación de

carburos sobre la resistencia a la corrosión de las uniones, y que los dos efectos que aceleran el

proceso de precipitación son el incremento de la temperatura en el intervalo crítico (800-400ºC) y el

tiempo de permanencia en ese intervalo y lógicamente queda reducida a una estrecha banda en los

bordes del cordón de soldadura, que se ha visto sometida a un calentamiento dentro de dicho

intervalo. La presencia de precipitación de carburo de cromo en los bordes de granos reduce la

resistencia a la corrosión y a la corrosión bajo tensión como consecuencia del empobrecimiento en

cromo de la matriz adyacente. El metal base inmediatamente próximo al cordón de soldadura sufre



97

un recocido o tratamiento de solución por el propio ciclo térmico y mediante un enfriamiento rápido

se consigue disolver los carburos precipitados, presentando una zona de resistencia normal a la

corrosión. Solo, por tanto, una estrecha franja de aproximadamente 3 a 5 mm dentro de la zona

afectada térmicamente presenta precipitación de carburos.

Para prevenir el efecto de dicha precipitación se utilizan en las uniones soldadas tres

procedimientos:

a) Tratamiento térmico de solución. Supone un calentamiento aproximadamente a

1000ºC, evitándose la oxidación y tomando las precauciones necesarias para evitar

distorsiones y posterior enfriamiento suficientemente rápido al pasar el intervalo de

temperatura de sensibilización. En la mayor parte de los casos las dificultades

inherentes al método lo hacen inviable.

b) Empleo de aceros inoxidables con bajo contenido de carbono. De esta forma se evita la

posibilidad de precipitación de carburos, pero una larga permanencia del acero a

temperatura superior a 400ºC termina produciendo precipitación.

c) Empleo de aceros estabilizados. Son recomendables, según lo anterior, para altas

temperaturas de servicio, no obstante y bajo ciertas condiciones, estos aceros son

susceptibles a la sensibilización en una banda muy estrecha adyacente al borde de

fusión (corrosión en cuchillo). La causa se debe a la disolución de los carburos por la

alta temperatura y su retención en solución por el rápido enfriamiento; un

recalentamiento posterior a 600ºC hace precipitar carburo de cromo en dicha banda.

Otro problema importante en la soldadura de estos aceros, lo constituye la microfisuración de las

uniones soldadas, es decir, la fisuración intergranular que aparece en el metal fundido o en el metal

base próximo al borde de fusión, denominada generalmente, fisuración (grieta) en caliente. Para su

análisis debe considerarse: microestructura del metal fundido - cordón de soldadura - solidificado, la

composición química de dicho metal y en especial de los elementos residuales, los esfuerzos a que

se encuentra sometida la unión soldada, la ductilidad del cordón a alta temperatura y la presencia

de entallas.

Con respecto a la microestructura, debe hacerse notar que una estructura enteramente austenítica

es más susceptible a la microfisuración que una estructura duplex de austenita con ferrita delta.

Con respecto a los elementos de aleación y residuales, la susceptibilidad puede ser reducida con

pequeñas adiciones de carbono o nitrógeno o por incremento en el contenido de manganeso. Los

elementos residuales boro, fósforo, azufre, selenio, silicio, niobio y tantalio designados por orden de

tendencia a producir fisuración deben ser minimizados.

Para evitar la tendencia a la microfisuración se recomienda la obtención de una microestructura en

el metal fundido que contenga aproximadamente, sobre un 5% de ferrita delta, lo que resulta de

gran importancia en la elección del metal de aporte.

Las ventajas y desventajas de la presencia de ferrita en los depósitos austeníticos pueden

resumirse en los siguientes términos:

Ventajas:

Control de la microfisuración.

Incremento en la resistencia mecánica.

Aumento de la resistencia a la corrosión bajo tensión.



98

Desventajas:

Disminuye la resistencia a la corrosión en determinados medios.

Reducción de la ductilidad y tenacidad de las soldaduras con temperaturas que excedan

ocasionalmente de 300ºC en servicio.

En determinadas condiciones la ferrita puede transformarse en fase muy frágil.

La presencia de grietas bajo cordón no suele presentarse en los aceros austeníticos, aunque el

empleo de grandes espesores y el uso de aceros estabilizados con niobio y tantalio tiene tendencia

a provocar fisuración (grietas) en frío, como consecuencia de la precipitación de carburo de niobio

en condiciones de grandes deformaciones en la unión. Por el contrario el uso de aceros con bajo

contenido de carbono reduce el riesgo de fisuración y en todo caso, es recomendable disminuir el

embridamiento de las uniones con el objeto de evitar su aparición.

La mayor parte de los aceros inoxidables pueden ser soldados por diferentes procedimientos de

soldaduras, tanto mediante el empleo de arco eléctrico, de la resistencia, de la presión mecánica,

etc; pero indudablemente la soldadura eléctrica por arco en sus modalidades de electrodo revestido,

MIG con alambre desnudo o tubular, TIG, plasma y arco sumergido, constituyen los procedimientos

empleados usualmente.

Dada la facilidad de oxidación de los aceros inoxidables, la base de los procedimientos de soldadura

consiste en obtener una adecuada protección para impedir la formación de óxidos refractarios, para

lo cual, se recurre a atmósferas neutras o ligeramente reductoras, al empleo de escorias o a la

soldadura en vacío. Por este motivo no se utiliza la soldadura oxiacetilénica, ya que no garantiza

una perfecta protección y presenta riesgo adicional de carburación o de oxidación del baño por

deficiencias en el ajuste de la llama.

A continuación se brinda una serie de recomendaciones para la soldadura de los aceros

inoxidables: Tipo Electrodo Alambre para

GMAW

Varilla para

GTAW

Alambre tubular para

FCAW

Alambre para

SAW

Ferrítico-Martensíticos

13Cr E308L-17,

E308L-15

ER308LSi ER308L E308LT-1 ER308L

Ferríticos

17Cr E308L-17, E308L-

15


26Cr E310-15 ER308LSi ER308L E309LT-1

Ferrítico-Austeníticos

Dúplex E2209-17, E2209-

15

ER2209 ER2209

Austeniticos

18Cr8Ni E308L-17 ER308LSi ER308L E308LT-1 ER308L

18Cr8Ni+Ti E347-17,E316L-16 ER347Si

(ER308LSi)

ER347Si

(ER308L)

E308LT-1 ER308L

18Cr8Ni+Nb E347-17,E316L-16 ER347Si

(ER308LSi)

ER347Si

(ER308L)

E308LT-1 ER308L

18Cr8Ni+S E312-17



99

18Cr8Ni bajo C E308L-17 ER308LSi ER308L E308LT-1 ER308L

18Cr8Ni+N E308L-17 ER308LSi ER308L E308LT-1 ER308L

18Cr8Ni+Mo E316L-17,E316L-

16


18Cr8Ni+Mo bajo C E316L-17, E316L-

16


18Cr8Ni+Mo+Ti E318-17 (E316L-

17)

ER318Si

(ER316LSi)

ER318Si

(ER316L)

E316LT-1 ER316L

18Cr8Ni+Mo+N bajo C E316L-17,E316L-

16


18Cr5Ni7Mn E307-15 (E308L-

17)

23Cr12Ni E309MoL-

17,E309L-15

ER309L ER309L E309LT-1 ER309L

Refractarios

25Cr20Ni E310-15

Grado Urea

25Cr22Ni+Mo+N bajo

C

E310MoL-16

Super Auteníticos

18Cr16Ni+Mo bajo C E317L-17

20Cr18Ni+Mo+Cu+N ENiCrMo-3

27Cr18Ni+Mo+Cu ENiCrMo-3

Reparación por soldadura de piezas Aceros inoxidables fundidos resistentes al calor.

La industria petroquímica utiliza para la obtención de productos tales como el metano, el etano, el

propano un proceso contínuo principalmente de nafta en reactores que son denominados hornos de

reforma y de pirólisis en dependencia de sus características operacionales.

En los hornos de reformación, el proceso transcurre por tubos verticales de aproximadamente 13

m, la zona de irradiación abarca prácticamente toda la columna de la mezcla (nafta + agua) que va

por la parte superior en una proporción de 1:3. Los productos son colectados en la parte inferior con

un aprovechamiento del calor generado, internamente se produce una atmósfera oxidante capaz de

provocar la carburación de los tubos, a lo largo de los cuales la temperatura no baja de 500 a

1000ºC.

En los hornos de pirólisis los tubos forman un serpentín por los que circula la mezcla

(hidrocarburos + vapor) en una proporción de 1:5. La temperatura de entrada es de 700ºC

aproximadamente y los productos salen con alrededor de 850ºC, en el exterior de los tubos puede

haber 1100ºC. La atmósfera interna en este caso es fuertemente carburante, provocando la

degradación de las propiedades de los tubos y formando una capa interna de coque que perjudica el

paso el calor.

De forma general, las condiciones de servicio de los tubos son extremadamente severas en la zona

de irradiación, pudiendo ocurrir:

Debido a la acción del medio; descarburación en los (hornos de reforma) y carburación (en

los de pirólisis), que en ambos casos promueven la degradación de sus propiedades.

Debido a la acción conjunta de la temperatura y las tensiones; limitación de la vida útil de los

tubos

Debido a los cambios bruscos de temperatura; fatiga térmica.



100

La vida útil por proyecto, tomando como base la presión interna y las temperaturas, es de 100 000

horas, pero debido a estas variaciones en el servicio, puede ocurrir una reducción significativa de la

vida útil de estos aceros resistentes al calor.

Los aceros inoxidables fundidos son clasificados como resistentes al calor cuando son capaces de

soportar operaciones contínuas o intermitentes a temperaturas mayores de 650ºC en ambientes

corrosivos, estos materiales deben tener resistencia a la oxidación, sulfuración, carburación y

descarburaación. Son divididos en tres tipos: aleación hierro-cromo, hierro-cromo-níquel y hierro-

níquel-cromo en dependencia de las propiedades específicas a obtener.

En lo que respecta a la composición química, estos aceros se asemejan a los aceros de alta

aleación resistentes a la corrosión, excepto en el contenido de carbono que es más elevado y

confiere buena resistencia mecánica a altas temperaturas. La tabla de abajo presenta la

composición química de estos aceros. La letra H significa que el material es para trabajar a altas

temperaturas (high temperature service), la segunda letra indica las relaciones crecientes de níquel

y cromo (a medida que aumenta el contenido de níquel, asciende de la A a la Z); el número indica el

valor intermedio del contenido de carbono, otras adiciones pueden ser identificadas por una o más

letras en forma de sufijo.

Composición química de los aceros inoxidables fundidos resistentes al calor.

Tipo de acero C(%) Cr(%) Ni(%) Si(%) máx

HA 0.20 máx. 8-10 - 1.00

HC 0.50 máx 26-30 4 máx 2.00

HD 0.50 máx 26-30 4-7 2.00

HE 0.20-0.50 26-30 8-11 2.00

HF 0.20-0.40 19-23 9-12 2.00

HH 0.20-0.50 24-28 11-14 2.00

HI 0.20-0.50 26-30 14-18 2.00

HK 0.20-0.60 24-28 18-22 2.00

HK30 0.25-0.35 23-27 19-22 1.75

HK40 0.35-0.45 23-27 19-22 1.75

HL 0.20-0.60 28-32 18-22 2.00

HN 0.20-0.50 19-23 23-27 2.00

HP 0.35-0.75 24-28 33-37 2.00

HP-50WZ 0.45-0.55 24-28 33-37 2.50

HT 0.35-0.75 16-17 33-37 2.50

HT-30 0.25-0.35 13-17 33-37 2.50

HU 0.35-0.75 17-21 37-41 2.50

HW 0.35-0.75 10-14 58-62 2.50

HX 0.35-0.75 15-19 64-68 2.50

La aplicación de estos aceros está incluida en los equipamientos militares, hornos de tratamiento

térmico, turbinas de gas, hornos de refinerías de petróleo y equipamiento de procesos químicos; los

aceros de los tipos hierro-cromo y hierro-cromo-níquel son los de mayor importancia comercial,

siendo los tipos HK los más utilizados.

Microestructura de los aceros HP.

La microestructura de los aceros inoxidables fundidos resistentes al calor hierro-cromo-níquel y

hierro-níquel-cromo está constituída por una matríz que puede ser totalmente austenítica o con

alguna presencia ferrítica dependiendo de la composición química. Para estos aceros la presencia

de ferrita conllevará al detrimento de sus propiedades mecánicas debido a su posibilidad de



101

transformación, cuando el material trabaja entre 540- 815ºC (a veces hasta 925ºC) el por ciento de

ferrita debe ser reducido a menos de 5% para evitar efectos fragilizantes.

En los aceros HP la estructura es totalmente austenítica y no susceptible de formar fase a, su

microestructura en estado fundido consiste en precipitados primarios masivos en la matríz

austenítica, con el trabajo a altas temperaturas ocurre una precipitación secundaria de carburos de

cromo en los granos austeníticos, esta precipitación es responsable del aumento de la resistencia

entre 500-700ºC.

Durante el envejecimiento, además de la precipitación secundaria ocurre también una modificación

morfológica de los carburos primarios, este fenómeno facilita la propagación de grietas

contribuyendo a la pérdida de ductilidad de estos materiales.

El efecto del niobio y el titanio cuando son adicionados en el orden de 1% a los aceros HP, será el

de producir una sustitución parcial de los carburos de cromo primarios, por carburos de niobio y

titanio causando el refinamiento de la estructura bruta y la fragmentación de la red primaria de

carburos; dicha fragmentación dificulta la propagación de las grietas mejorando la resistencia

mecánica y la resistencia a la fluencia, aunque el Ti y el Nb son elementos ferritizantes, en este caso

no desestabilizan la austenita por la presencia de Ni y Cr.

Soldadura de los aceros inoxidables fundidos.

En el montaje y mantenimiento de las piezas de acero inoxidable fundido es necesaria la utilización

de procesos de soldadura por fusión tomando siempre las precauciones necesarias.

De forma general los materiales fundidos son metalúrgicamente más complejos, la segregación

durante la solidificación es el principal obstáculo en el proceso de soldadura. En el caso especifico

de los aceros inoxidables fundidos, la gran heterogeneidad de su composición química y

microestructural, tiende a provocar durante la soldadura la aparición de áreas de fusión incipientes

en los alrededores de la línea de fusión, creando defectos del tipo de entallas de licuación, en

regiones más alejadas de la soldadura se forma una precipitación secundaria que da como

resultado variaciones en las propiedades mecánicas que afectarán el desempeño del metal cuando

está en servicio. La exposición a las temperaturas de servicio también provoca la transformación de

la microestructura inicial así como las propiedades mecánicas, principalmente la reducción de la

ductilidad.

La soldadura de estos materiales se puede dividir en: soldadura de fabricación, donde los

componentes son nuevos y no han sido expuestos a altas temperaturas; y soldadura de

reparación, que incluye la soldadura entre materiales que ya fueron expuestos a temperaturas de

trabajo y la soldadura entre componentes envejecidos y nuevos.

Los principales problemas que afectan a la soldadura de estos aceros son:

Tanto nuevos, como envejecidos en servicio, poseen baja ductilidad.

La exposición a temperatura entre 650-1000ºC durante la soldadura o en servicio pueden

reducir la ductilidad a valores tan bajos como 1,5% (debido a la precipitación secundaria).

Este factor junto con la tensiones generadas durante la soldadura pueden llevar a la

aparición de grietas.

La exposición durante el servicio a ciertos gases del proceso a temperaturas elevadas,

puede carburar el acero haciéndolo no soldable.

La presencia de defectos tales como, porosidad y microcontracciones dificulta la soldadura.



102

Soldadura de fabricación.

Durante el montaje de plantas utilizando componentes nuevos, es esencial el mantenimiento de la

ductilidad de la junta, para eso el metal base debe ser mantenido lo más frío posible, evitando por

tanto el uso de cortes oxiacetilénicos o similares, es aconsejable la utilización de agua u otros

medios refrigerantes.

Preparación de la unión.

En todo tipo de soldadura la preparación e inspección preliminares del área de la unión es

importante, pero en el caso de los productos fundidos es esencial debido a la superficie rugosa, ya

sea en la parte interior o exterior del tubo, la remoción de esta superficie antes de la soldadura es

obligatoria (ver figura 55), esta preparación permite una buena inspección visual y la aplicación de

líquidos penetrantes para la verificación de defectos en la región a ser soldada, para detectar

defectos internos se utilizará la radiografía.

Es importante señalar que en los aceros inoxidables fundidos por el método centrífugo, la

concentración de defectos disminuye a medida que nos aproximamos a las paredes, mientras que

en los fundidos por gravedad, los defectos se sitúan en el centro, principalmente en las paredes

estrechas. La concentración de defectos puede disminuir drásticamente la soldabilidad de la unión.

FIigura 55 Remoción de áreas defectuosas durante la preparación de la unión.

Proceso de soldadura.

Los procesos utilizados tradicionalmente son:

Electrodo revestido (SMAW) con corriente directa.

TIG (GTAW) con corriente directa, utilizando como gas protector argón puro o argón

más 5% de helio.

Ambos procesos son usados con metal de aporte y se puede realizar de dos formas:

1. GTAW para todas las pasadas procurando minimizar el aporte de calor y controlando la

temperatura entre las pasadas (este proceso no forma escoria y no necesita parar para limpiar

entre pasada)

2. SMAW con pasada de raíz de GTAW, cuando se desea aumentar la productividad.



103


En la selección de éste es importante recordar que el metal de soldadura (formado por el metal de

aporte y el metal base), debe tener propiedades químicas, mecánicas y físicas lo más parecida

posible a las propiedades del metal base.

Para la soldadura de piezas nuevas de acero HK-40, el metal de aporte más apropiado debe poseer

0,4%C+25%Cr+25%Ni (tipo 310 con alto contenido de carbono), en algunos casos se acepta una

pasada de raíz con un 310 con un contenido de carbono más bajo (aproximadamente 0,1%); no se

debe dar más de una pasada ya que se reduce la resistencia a la fluencia y la resistencia mecánica

a altas temperaturas. Para tubos nuevos, no se debe utilizar electrodos con alto contenido de Ni (del

tipo Inconel por ejemplo), especialmente si estarán expuestos a los gases de los hornos debido a la

baja resistencia de la unión al ataque del azufre.

La soldadura de piezas HP-45 nuevas se debe realizar con aporte del mismo material

(0,4%C+25%Cr+35%Ni), existen recomendaciones de que la soldadura sea realizada con metal de

aporte cuyas propiedades sean mayores que la del metal base, por ejemplo, soldar HK con aporte

HP.

En el caso de soldadura SMAW deben ser utilizados electrodos de bajo hidrógeno y totalmente

secos. La retirada de humedad e estos electrodos se debe realizar a temperaturas del orden de

315ºC por 1 hora o 260ºC por 2 horas.

Procedimiento de soldadura.

Debido a los problemas usuales asociados a la soldadura de aceros inoxidables fundidos de alto

contenido de carbono, se deben tomar las siguientes precauciones.

Minimizar la concentración de tensiones en el área de la junta.

Seleccionar adecuadamente el metal de aporte, teniendo en cuenta propiedades como

resistencia a la fluencia, composición química, resistencia a la corrosión, etc.

Utilizar procesos y procedimientos de soldadura que reduzcan el aporte de calor y las

tensiones residuales, lo que puede ser logrado utilizando:

Electrodos de diámetro pequeño.

Bajos niveles de corriente.

Altas velocidades de trabajo.

Bajas temperaturas entre pasadas (175ºC máximo).Minimizar las contracciones,

asegurándose que las tensiones generadas durante la soldadura se reparta en los dos

lados de la ranura.

Soldadura de reparación.

Como fue comentado anteriormente los aceros del tipo HK-40, HP-45 y otros, presentan baja

ductilidad cuando son nuevos; por tanto, después de expuestos a la temperatura de servicio esta

ductilidad se reduce aún más, lo que dificulta mucho la soldadura de este componente envejecido.

Además, los aceros fundidos poseen defectos capaces de acumular impurezas y pueden

contaminar la soldadura.

Estos factores hacen que en la soldadura de reparación, sea necesario el uso de una metodología

especial para evitar los defectos.



104

Los aceros inoxidables fundidos austeníticos resistentes al calor, cuando son sometidos al servicio

sufren uno o más cambios que se muestran a continuación.

1. La exposición a medios oxidantes puede dar como resultado la formación de una gran capa de

óxido superficial.

2. El contacto con algunos gases del proceso a temperaturas elevadas puede carburar el acero a

una profundidad lo suficientemente grande para fragilizarlo.

3. La exposición a temperaturas entre 650ºC y 1000ºC puede reducir aún más la ductilidad del

material.

Esta última es la única que puede ser eliminada metalúrgicamente, las otras dos se pueden eliminar

mecánicamente.

La pérdida de ductilidad se puede restaurar dando un tratamiento térmico de solución, la

temperatura para este tipo de tratamiento debe ser lo suficientemente alta para disolver los

carbonatos precipitados y el enfriamiento debe ser rápido para evitar una nueva precipitación.


La principal característica del metal de aporte ha de ser su buena capacidad para absorber las

tensiones generadas durante la soldadura, en este caso se puede utilizar aleaciones de níquel (del

tipo Inconel) si la junta no está expuesta a atmósferas con contenido de azufre. La tabla ejemplifica

la utilización de aleaciones de níquel como metal de aporte.

Consumibles para soldadura de reparación.

Proceso Temperatura de trabajo(C)

600 600-871 871

SMAW

Inconel 182 AWS ENiCrFe-3

Inco-weld A AWS ENiCrFe-2

Inconel 112 AWS ENiCrMo

GTAW



raíz con Inconel 186/625 y resto con Inconel 625

El Inconel 182 es fácil de utilizar en todas las posiciones, el Inco-Weld A está indicado para

temperaturas intermedias a pesar de su buena resistencia a la fluencia, el Inconel 112 posee

resistencia a la fluencia suficiente para ser utilizado a las más altas temperaturas. En atmósferas

ricas en azufre se usan electrodos con mayor contenido de carbono, por ejemplo, AWS-E310C-40

para HK-40, o consumibles de HK- 40 y HP-45.

Consideraciones especiales para la soldadura de reparación.

1. Reducción de las temperaturas máximas durante todo el proceso mediante:

a) Utilización de agua como refrigerante.

b) Depósito de cordones estrechos con alta velocidad de trabajo.

c) Control de temperaturas entre pasadas a 120ºC si el material es nuevo

2. Disminuir al máximo la contracción de la junta.

3. Utilizar cuidadosamente el martilleo entre pasadas para aliviar las tensiones residuales.



105

4. Evitar soldaduras en las proximidades de una zona afectada térmicamente por una

soldadura anterior debido a la baja ductilidad de esta zona. Defectos de la soldadura.

El principal problema de la soldadura de aceros inoxidables fundidos es la ocurrencia de grietas,

también conocidas como grietas de licuación. Específicamente para los aceros inoxidables fundidos

resistentes al calor, la literatura sugiere que estos defectos ocurren en regiones de bajo carbono o

elevados valores de fósforo y azufre, la adición de silicio también aumenta la tendencia al

agrietamiento.

En la zona afectada térmicamente de los aceros inoxidables austeníticos el agrietamiento además

de ocurrir durante la fabricación, puede ocurrir después de meses o años de servicio a altas

temperaturas.

Los ciclos térmicos provocados por la soldadura asociados a la exposición a la temperatura de

servicio, ocasionan una precipitación secundaria intragranular que lleva el aumento de la resistencia

mecánica de los granos, este fenómeno dificulta el acomodamiento de las deformaciones causando

la formación de vacíos en los contornos y posteriormente la aparición de grietas.

Reparación por soldadura de piezas de hierro fundido

Los hierros fundidos son una larga familia de aleaciones ferrosas con un gran rango de

composiciones químicas y microestructurales, los cuales van desde los fácilmente soldables, hasta

los técnicamente insoldables. La aplicación de los procedimientos de soldadura en los hierros

fundidos están enmarcados en tres aspectos básicos:

1- Reparación de piezas con defectos de fundición.

2- Reparación de piezas con grietas o desgastes producidas en servicio.

3- Fabricación de piezas disímiles con aceros al carbono, aleaciones de níquel o con aceros

inoxidables.

En el primer caso se pueden encontrar frecuentemente piezas con defectos producto del proceso de

la fundición tales como; poros, picaduras, socavaduras, etc. A este grupo pertenecen también los

defectos que aparecen después de mecanizado y los errores que puede causar el mismo. En el

segundo caso están las piezas que por motivo de su funcionamiento se han fisurado o desgastado y

en el tercer caso, cuando se presentan exigencias técnicas de diseño que imponen una

heterogeneidad de características de la pieza que solo se puede resolver mediante una unión de la

fundición con otra aleación diferente. Características físico-química de los hierros fundidos.

Los hierros fundidos poseen un contenido de carbono que excede el 2% y de silicio, superior al

0.5%, en ellos el carbón puede estar en diferentes formas.

1- Formando copos de grafito eutécticos.

2- Nódulos de grafito causados por modificaciones del grafito durante la solidificación.

3- Carburo de hierro perlítico.

4- Carburo de hierro eutéctico.

5- Retenido en fase sólida como martensita.



106

El carbón en forma de carburo es el estado estable en el que se forma el grafito, dependiendo del

tratamiento térmico al que se someta, posibilitará que las aleaciones se puedan dividir de la forma

siguiente: Hierro gris, blanco, maleable y nodular.

Hierro fundido gris:

Es el más común de los hierros fundidos, contiene el grafito en estado libre, lo que proporciona a su

fractura un color gris característico, la presencia de silicio y las bajas velocidades de enfriamiento,

posibilita la salida del carbono de la matríz en forma de grafito. Todos estos materiales presentan

baja plasticidad y ductilidad debido a la forma alargada de los grafitos lo que constituyen puntos de

tensión durante la aplicación de cargas. En estos materiales el carbono en estado de combinación

es menor que 0.8%, estando el resto del carbono en estado de grafito.

Fundición blanca:

Este tipo de hierro fundido es cuando el carbono ocupa la fase intermetálica de Carburo de hierro;

Fe3C (Cementita), el cual es un componente en extremo duro, el mismo usualmente consiste en

una matríz perlítica con los carburos incrustados. Este hierro hipereutéctico es un material

excepcionalmente duro producto del vaciado del metal líquido en el molde, esto provoca que el

metal vertido se solidifique y enfríe muy rápido, cuando esto sucede , permanece más carbono en el

metal en solución que el precipitado afuera como grafito libre como ocurre en la fundición gris. La

fundición hasta aquí retiene una gran cantidad del carburo de hierro lo que la hace más dura y

brillante que la fundición gris aún cuando la composición de igual en el análisis químico (la fundición

blanca usualmente tiene menos silicio), su estructura es de grano fino y de una apariencia blanca

característica cuando se fractura.

El hierro blanco es raramente usado en la fundición, excepto para piezas tales como troqueles,

rodillos y moldes. Usualmente la fundición blanca es el primer paso para lograr la fundición maleable

y otros materiales de mayor uso.

Fundición maleable:

No es otra que la fundición blanca a la que se le da un tratamiento térmico consistente en un

recocido en el que puede estar de 2 a 3 días para transformar la cementita en ferrita y grafito libre,

este tratamiento térmico aumenta la resistencia y ductilidad. La fundición maleable es más tenaz

que la blanca o la gris y puede ser doblada o torcida en una cantidad apreciable.

Fundición dúctil:

Esta fundición es conocida también como nodular o esferoidal debido a que los copos de grafito

presentan esta forma, lo que reduce el efecto de entalla y aumenta la resistencia, la tenacidad y la

ductilidad de la fundición inclusive comparada con el acero pero a menor costo.

La diferencia esencial entre la fundición gris y la dúctil es el bajo contenido de magnesio y cerio

(elementos de tierras raras) en esta última, los que constituyen los centros de nucleación para que

el grafito tome forma esferoidal.

En la tabla se muestran las composiciones químicas de principales hierros fundidos.



107

Composiciones químicas de principales hierros fundidos.

Tipo

Especificación ASTM

C %

Si %

Mn %

S %

P %

Otros

Blanco 1,8-3,6

0,5-1,9 0,25-0,8

0,06-0,02 0,06-0,18

Gris A48,A159,A278,A319 2,5-4 1-3 0,25-1 0,02-0,25 0,05-1

Maleable A47,A197,A220,A338, A602

2-2,6 1,1-1,6 0,2-1 0,04-0,18 0,18 máximo

Dúctil A536,A395,A476 3,2-4 1,8-2,8 0,1-0,8 0,03 máximo

0,1 máximo 0,03Mg

Especiales

Blanca de alto Cr

A532 2,3-3,6

0,8-1 0,5-1,5 0,06 0,1 1,4-28Cr 1,7-7Ni 0,5-3,5Mo

Gris Austenítico A436 3 1-2,8 0,05-1,5

0,12 máximo

28-32Ni 1,5-6Cr 0,5-7,5Cu

Alto Silicio A518 0,7-1 14,2-14,8

1,5 0,5Cr 0,5Mo 0,5Cu

Austenítico dúctil

A439,A571

2,4-3 1-6 0,7-2,5 0,08 18-36Ni 0,2-5,5Cr

Principales problemas de soldabilidad.

Cualquiera que sea el tipo de fundición, el obstáculo común que presentan para su soldadura es el

elevado contenido de carbono, ya sea en forma libre o combinado. El metal al ser sometido al

régimen térmico de soldadura, funde tanto la matríz como el grafito, al estar la temperatura por

encima de la temperatura de transformación, da lugar a una austenita rica en carbono que al

enfriarse se transformará total o parcialmente en martensita, también en la ZIT junto a la línea de

fusión el problema se agrava debido a la rápida velocidad de enfriamiento que no da tiempo al

carbono a salir de la matríz, combinándose este y formando la cementita (Fe3C).

También las propiedades fisico-químicas de las fundiciones pueden dar lugar al agrietamiento,

debido a que al producirse el calentamiento local, producto de la soldadura, esa zona caliente tiende

a dilatarse produciendo en la más fría tensiones de contracción que son absorbidas debido a que el

material está caliente y posee propiedades elásticas a esta temperatura; sin embargo, cuando

comienza el enfriamiento, la contracción genera en la zona más fría tensiones de tracción que

provocarán el surgimiento de grietas producto a que los hierros fundidos presentan plasticidad nula.

Existen otros problemas secundarios que también influyen en la soldabilidad de los hierros fundidos

y que se pueden presentar en la zona fundida como son: la formación de poros que se debe al

abundante carbono que se puede combinar formando CO y CO2, gases que debido a las altas

velocidades de solidificación, quedan atrapados dentro del baño de soldadura, otro problema es la

formación de una película refractaria de óxidos de Si y Mn producto del proceso metalúrgico en el

cual quedan disueltos dichos óxidos en el metal y al estar presentes en los lugares a soldar,

constituyen capas refractarias que dificultan la solidificación.

En la reparación de piezas de hierro fundido que ha estado trabajando durante largos periodos de

tiempo en medios tales como aceite, petróleo, agua de mar o altas temperaturas encontraremos

problemas en su soldabilidad debido a esta causa. Las piezas que hayan estado cierto tiempo en

contacto con los líquidos antes mencionados, poseen la capacidad de impregnarse de ellos, por lo

que, cuando la pieza es sometida al proceso de soldadura, estos líquidos pueden salir en forma de

gases formando poros o evitando la fusión del metal base. Con respecto a las piezas que han



108

estado mucho tiempo a altas temperaturas, los hierros fundidos poseen la propiedad de aumentar

su volumen, lo que adiciona tensiones internas al hora de ser sometidas al proceso de soldadura.

Procesos de soldadura y material de aporte.

Una vez visto los principales problemas de soldabilidad que poseen los hierros fundidos, veremos

los diferentes procesos de soldadura, así como los más comunes materiales de aporte que ellos

utilizan, entre estos procesos tenemos:

1- SMAW

2- GMAW

3- FCAW

4- OAW

o SMAW:

El proceso SMAW es el más extendido y usado en las reparaciones de las piezas de hierro fundido

debido a las ventajas tradicionales que posee dicho proceso, entre las que tenemos:

o Gran variedad de consumibles.

o Buena disponibilidad.

o Bajo costo de la fuente de energía.

o Posibilidad de soldar en todas las posiciones.

Entre las desventajas están:

Alto costo por kilogramo a depositar (desventaja relativa debido a los bajos volúmenes de

metal a depositar durante la reparación).

o Electrodos para hierro fundido.

Los electrodos revestidos se pueden agrupar en cuatro grupos y están cubiertos por la

especificación AWS A 5.15, estos son:

o Electrodos de acero al carbono.

o Electrodos base Ni.

o Electrodos base Cu.

o Electrodos de hierro fundido.

Electrodos de acero al carbono.

Estos productos se clasifican con la denominación E-St, el mismo consiste en un núcleo de hierro

fundido con un revestimiento grafitizante, los depósitos no son maquinables y se pueden usar para

la reparación de fundiciones quemadas y de mala calidad. El carbono presente en el metal

depositado puede llegar a un porcentaje mayor que 0.5% por lo que será necesario precalentar a

300ºC para evitar fisuración. Por este motivo se utilizan normalmente para pequeñas reparaciones y

como capa soporte o de limpieza para luego depositar aleaciones base níquel o incluso E-7018, E-

7016, etc.

Electrodos base Ni.

Los metales depositados con estos electrodos poseen ciertas características que lo hacen ser una

de las soluciones más satisfactorias para los problemas de soldabilidad que poseen los hierros

fundidos debido a que poseen una alta ductilidad y fácil maquinabilidad. Con la utilización de estos

materiales se puede prescindir de precalentamiento pues no se producen transformaciones como

ocurre con los depósitos ferríticos. Los electrodos pueden ser de dos tipos E- NiCI y E-NiFe-CI, el

primero de estos electrodos es apto para soldadura de materiales dúctiles, para la unión o

reparación de hierros grises entre sí o con otros metales ferrosos tanto en frío como en caliente,

principalmente para paredes delgadas cuando las tensiones de contracción non son muy elevadas o



109

cuando el contenido de fósforo es menor de 0.2%, el segundo es superior al primero debido a que

los depósitos son fuertes y más dúctiles; algo necesario en unión de materiales disímiles, son más

tolerantes los depósitos al fósforo; por lo que son recomendables para la soldadura de hierro

fundido gris con alto contenido de fósforo, el coeficiente de expansión del metal depositado es

menor; lo que implica menores tensiones de contracción, posee menor costo que los de níquel puro.

Estas aleaciones se utilizan para cualquier tipo de fundición, incluyendo las maleables y las

nodulares.

Los rangos de corriente para SMAW con electrodo de níquel y níquel-hierro se pueden ver a

continuación electrodo

(mm)

E NiFe-CI E Ni-CI

CD(-)(A) CA (A) CD(-)(A) CA (A)

2.3 40-70 40-80 40-70 40-80

3.2 70-100 70-100 80-110 70-110

4 100-140 110-140 110-140 110-150

5 120-180 130-180 120-160 120-170

Para los electrodos Ni-Fe la corriente de soldadura debe reducirse de 5-15 A para posiciones sobre

cabeza y 10-20 A para la posición vertical.

También dentro de este grupo se encuentran los electrodos Ni-Cu (monel), E- NiCu-A y E- NiCu-B;

sin embargo, poseen limitaciones para la soldadura del hierro fundido debido a la sensibilidad de

estos depósitos a la dilución del hierro, por lo que tienden a ser reemplazados por los de níquel.

Electrodos base Cu.

Estos electrodos son de dos tipos: E -Cu Sn-C y E - Cu Al-A2.

La principal ventaja de este grupo es el bajo punto de fusión, la alta fluidez, la tolerancia a la dilución

y su relativa buena tenacidad. Estas características le permiten una alta velocidad de depósito con

un mínimo aporte de calor, lográndose una zona de transición reducida. De esto resulta un depósito

fácilmente mecanizable igual que lo materiales base níquel pero a un menor costo.

Electrodos de hierro fundido.

Los electrodos recubiertos que utilizan núcleo de hierro fundido, son clasificados como E-CI. Ellos

poseen un costo comparativamente menor y su selección se realiza sobre la base de las

características de resistencia mecánica y composición química del metal base. GMAW:

De manera general los metales de aporte poseen composición química similar a los electrodos

revestidos para la soldadura de los hierros fundidos. Los materiales de aporte de acero al carbono

son utilizados por razones estrictamente económicas, debido a la poca dilución del metal

depositado, este producto está limitado a reparaciones menores o a elementos no sometidos a

cargas donde no sea necesario maquinar, la especificación AWS A.5-18 cubre estos materiales y

dentro de ellos el ER-70S6, es el más utilizado debido al alto contenido de silicio (0.8-1.5%), lo que

ayuda a desoxidar el meta fundido.

Los aceros inoxidables austeníticos algunas veces se aplican en la soldadura de los hierros

fundidos; sin embargo, poseen limitaciones desde el punto de vista de la formación del Carburo de

cromo en el metal soldado el cual puede beneficiar la resistencia al desgarramiento debido a un

coeficiente de expansión diferente, la dificultas es que son extremadamente caros, estos aceros

inoxidables están cubiertos por la AWS A.5-9.



110

La especificación AWS A.5-14 cubre los alambres base níquel que comúnmente son usados en la

soldadura de los hierros fundidos, este es el caso del ER- Ni-7, el que posee unos depósitos

densos, maquinables y libres de defectos. Los materiales de Ni-Fe y Ni-Fe-Mg no están

estandarizados y prácticamente no se fabrican. FCAW:

Los electrodos tubulares poseen una alta disponibilidad producto de que producen un depósito

similar a los electrodos revestidos.

Los electrodos tubulares Ni-Fe-Mn poseen una composición química similar a los depósitos de E- Ni

Fe-CI excepto en los altos niveles de manganeso, el mismo es resistente a las grietas y poseen

altas tasas de depósito. Las aplicaciones son similares a los electrodos de Ni-Fe.

Los electrodos cubiertos por la AWS A.5-20 (para los aceros al carbono) y los cubiertos por la A.5-

22, también pueden ser usados para la soldadura de los hierros fundidos, los que están sujetos a

las mismas precauciones de los electrodos revestidos de la misma composición.

En la tabla se brindan los regímenes tecnológicos aplicados a los materiales depósitos con GMAW y

FCAW.

Regímenes tecnológicos para depósitos con GMAW y GTAW

Electrodo

Diámetro (mm) Proceso Is (A) Va (V)

Transferencia Spray

Ni-Fe

1,1 GMAW (1) 170-260 30-32

2 FCAW (2) 275-325 28-30

2,4 FCAW (2) 300-375 28-32

Ni 0,8 GMAW (1) 260-280 30-32

1,1 GMAW (1) 260-280 30-32

1,6 GMAW (1) 260-300 30-34

Transferencia corto-circuito

Ni-Fe 0,8 GMAW (1) 100-120 15-19

Ni 1,6 GMAW (1) 290-300 18-19

1.- Utilizar argón puro. 2.- Pueden ser autoprotegidos con CO2 opcionalmente.

OAW:

El proceso OAW, fue el primero en utilizarse para la soldadura de los hierros fundidos debido a la

baja dilución que el mismo logra, se ha utilizado con buenos resultados en la soldadura de los

hierros grises, no así para los maleables y nodulares ya que la necesidad de precalentamiento

puede destruir la estructura tratada, las aplicaciones fundamentales de este proceso están en la

reparación de fundiciones usadas, el principal material de aporte es el R-CI, que no es más que una

varilla de hierro fundido con alto contenido de silicio el cual usa un fundente, esto hace que el

proceso sea de baja productividad y un uso porcentual muy restringido.

Preparación de la soldadura.

Localización de la fractura.

Gran parte de la soldadura de reparación de los hierros fundidos se utilizan en la reparación de

fracturas en servicio. Un método simple para localizar las fracturas que se observan a simple vista

en las piezas consiste en limpiar las partes dañadas con una esponja con keroseno, para eliminar la

grasa y el polvo; además permite la entrada del mismo en las grietas, una vez seca la superficie se



111

le polvorea talco o cal y al cabo de unos minutos podrán mostrarse las partes no visibles de las

grietas.

Limpieza de la junta.

La superficie debe estar completamente limpia de grasa, agua, hollín o cualquier otra materia

extraña, si es posible, esmerilarla para de esa forma eliminar la “piel de la fundición” que es una

capa de alto contenido de silicio.

Si la pieza ha estado en contacto con aceite, grasa o agua de mar durante u tiempo prolongado, es

recomendable calentar la superficie durante media hora a unos 400ºC para facilitar la salida de

estas sustancias de los bordes de la soldadura.

Preparación de la junta.

Para reparar hay que sanear toda el área del defecto, eliminando completamente los poros y las

grietas, el efecto de entallas al final de las grietas es en extremo peligroso, por lo que se recomienda

el taladrado en los extremos o la soldadura de una cubrejunta como se aprecia en la figura 56.

Figura56. Ranurado de defecto

Las preparaciones de bordes generalmente son de mayor ángulo que en las uniones realizadas en

aceros, las que pueden estar entre 60º y 90º, los espesores mayores de 25 mm deberán prepararse

con biseles en U o doble U con ángulos entre 20º y 30º y radios de 5-6 mm, siempre es conveniente

realizar un talón en la raíz de 2 a 3 mm para lograr una alineación y penetración uniforme.

Cuando la soldadura se realiza por una cara de la pieza se debe ranurar cerca de2/3 de la

profundidad de la grieta con un ángulo de abertura entre 60º y 75º, como se observa en la figura 57

Figura 57 Diferentes preparaciones de bordes

En el caso de reparación de fundiciones grises en mal estado y muy contaminadas, se pueden

atornillar espigas roscadas de acero en los flancos de la junta. Los tornillos se deben colocar de ser



112

posible en zig zag, la profundidad de la rosca puede seleccionarse cualquiera, los tornillos se

pueden cortar a 2 mm o pueden tener una muesca para ajustarse con destornillador.(figura 58)

Figura 58 Colocación de los espárragos.

Precalentamiento.

Para obtener una soldadura y una zona de fusión más dúctil y suave, es necesario darle a la pieza

un precalentamiento antes de la soldadura y un enfriamiento muy lento. Este precalentamiento

reduce el efecto que el calentamiento pueda producir en las secciones; sin embargo, un exceso del

mismo puede causar un calentamiento innecesario del metal base que provocará al enfriarse la

formación de Carburo de hierro a lo largo de la línea de fusión. Es por esto que los hierros fundidos

requieren de una cuidadosa selección de la temperatura de precalentamiento si se quiere que la

zona de soldadura tenga las mismas propiedades que la zona no afectada por el calor del metal

base.

La influencia del precalentamiento en la dureza de un hierro fundido gris soldado con E Ni Fe-CI se

puede ver en la siguiente tabla:

Temperatura de

Precalentamiento ºC Dureza HB

Metal depositado

ZIT metal base

Sin precalentamiento

342-362 426-480

165-169

100 297-362 404-462

165-169

217 305-340 362-404

169

600 185-228 255-322

169-197

Los actuales rangos de precalentamiento dependen de la templabilidad del metal base, del tamaño

y complejidad de la pieza y del tipo de electrodo utilizado, en la siguiente tabla se muestra la

temperatura de precalentamiento en función de la microestructura en la ZIT del hierro fundido.

Temp. de

precalentamiento Resultado de la microestructura

25ºC Martensita

85ºC Transformación perlítica

185ºC Gran parte de la martensita y de los carburos se reemplazan por perlita

315ºC Casi toda la martensita se reemplaza por perlita

385ºC Toda la martensita es prevenida.

Aunque la temperatura de precalentamiento para el hierro gris y dúctil es tomada usualmente más

alta que la temperatura Ms, con vistas a prevenir la transformación martensítica en la ZIT, esta es

tomada mucho más alta para los hierros dúctiles, si las secciones son gruesas, el rango a tener en



113

cuenta está entre 609-634ºC debido a la pérdida de calor que producen las grandes masas de

metal. Temperaturas mayores de 856ºC son tomadas para hierros con alta aleación.

Cuando se suelda hierro dúctil, la selección de la temperatura de precalentamiento elegida es más

compleja, el precalentamiento no siempre es beneficioso o necesario, la temperatura debe ser

menor de 134-162ºC y es preferido cuando están presentes altas tensiones térmicas. Temperaturas

superiores a 300ºC pueden formar carburos en la línea de fusión, no obstante el precalentamiento a

esta temperatura puede ser necesario para soldadura de alta tasa de deposición horaria o para la

soldadura de secciones pesadas. Temperaturas altas entre 467-690ºC pueden ser usadas para

compensar el efecto de enfriamiento causados por el decrecimiento del carbono en el metal líquido

cuando se produce la esferoidización del hierro fundido en la zona de fusión, en este caso el calor

aportado reduce al mínimo la formación contínua de carburos.

La temperatura entre pasadas no debe exceder en 25ºC la temperatura de precalentamiento para

prevenir la formación adicional de martensita, lo que facilita la templabilidad de la capa depositada.

La temperatura de precalentamiento también se puede apreciar a través del carbono equivalente.

CE = C+0.31Si +0.33P+0.45S-0.028Mn+Mo+Cr-0.02Ni-0.01Cu

La que se cumple para fundiciones donde el Cu+Ni+Cr+Mo <1.5%. Con la misma se puede

determinar la temperatura de precalentamiento necesaria para que no ocurra el agrietamiento en los

hierros fundidos, ver figura 59.



114

Figura 59 Determinación de la temperatura de no agrietamiento

El tamaño del área a precalentar y el tiempo de precalentamiento es más significativo con el

incremento de parte a soldar.

Soldadura sin precalentamiento.

La mayoría de las piezas pequeñas sueldan satisfactoriamente sin precalentamiento, aunque este

usualmente mejora la tenacidad de la soldadura, el enfriamiento es esencial donde no se pueda dar

precalentamiento, dos pasadas son recomendables si se desea una zona de fusión suave, la

primera pasada sirve de precalentamiento para la segunda lo que provoca un enfriamiento lento y

producirá una zona de fusión blanda y maquinable.



115

Las piezas grandes también pueden ser soldadas sin precalentamiento, primeramente será

necesario mantener la pieza a baja temperatura y usar electrodo de poco diámetro y baja corriente,

con depósitos pequeños y espaciados, todo esto con el objetivo de prevenir el alabeo o una posible

rotura producto del calentamiento desigual o una expansión.

Técnicas de soldadura.

Entrada de calor: Un método de control de la entrada de calor es la selección del modelo de

depósito. Los dos modelos de depósito predominantes para los cordones de soldadura son sin

oscilación y con oscilación. Sin oscilación es preferible pues minimiza la entrada de calor, si es

requerido con oscilación, la misma no debe exceder de dos a tres veces el diámetro del electrodo.

Secuencia de cordones cortos: Es otro método para controlar el calor aportado, consiste en

depositar cordones cortos en varias porciones de la junta, dejando que cada cordón se enfríe hasta

50ºC. la secuencia ayuda a evitar la acumulación de tensiones que logran los cordones largos, el

martilleo en frío después de la soldadura reducirá las tensiones. Ver figura 60

Fig. 60 Cordones cortos

Técnica paso peregrino: Esta técnica reduce las tensiones longitudinales y transversales de

contracción. Utiliza cordones cortos , la primera pasada es depositada con una longitud de 50-75

mm y a una distancia de 50-75 mm de los extremos de la unión.

Técnica de cascada y por capas: La técnica por capas es utilizada para minimizar las tensiones de

contracción a lo largo de la ranura, peor no minimiza las transversales, lo que si es logrado por la

técnica de cascada, por lo que se usa una combinación de ambas técnicas.Ver figura 61

Fig. 61 Secuencia de cordoneo

Martillado: El principal efecto del martillado es aliviar las tensiones de solidificación, minimizar la

distorsión y refinar la microestructura, es mejor aplicarlo después que el color rojo se ha apagado,

cuando se realiza por encima del rojo puede incrementar la susceptibilidad del metal al

agrietamiento. El mismo es mejor realizarlo con un martillo redondo de 12 a 19 mm de diámetro.

Después del golpeo toda la escoria puede ser eliminada con un cepillo de alambre y continuar las

pasadas.



116

Recomendaciones prácticas.

Cuando no se precalienta, la temperatura entre pasadas no debe exceder de 93 C.

Cuando el precalentamiento es usado , la temperatura entre pasadas no debe exceder en 25ºC la

temperatura de precalentamiento.

Para minimizar las tensiones de soldadura, la secuencia de cordoneo debe ser sin oscilación con

una longitud no mayor de 50-75 mm y se debe esperar que el depósito se enfríe hasta 50ºC para

realizar el siguiente.

Siempre que sea posible deposite dos o más capas para mejorar la maquinabilidad.

Siempre rompa el arco en la ranura, nunca en el metal base.

La longitud del arco debe ser corta, normalmente de 3.2 a 4.7 mm. Criterios para la selección del material de aporte.

Hierros gris y maleable.

Prácticamente los mismos procedimientos de soldadura son empleados para ambas fundiciones con

la única diferencia que el hierro fundido maleable necesita un tratamiento térmico para restituir sus

propiedades.

Piezas pequeñas: Una considerable cantidad de materiales de aporte de hierro fundido se utiliza en

la reparación de partes tales como soportes, dientes de piñones y palancas, tales partes pueden ser

precalentadas y soldadas en el banco de trabajo y no es necesario maquinarlas posteriormente.

Usualmente son soldadas con electrodos E-St para obtener una buena dureza y un bajo costo, este

tipo de electrodo es el mejor para la penetración y es usado en fundiciones suaves con inclusiones

de arena o para fundiciones impregnadas, ya sea con agua o aceites; los electrodos base Ni (E-

NiCI) proporcionan una mejor unión sobre fundiciones limpias.

Los depósito de electrodo E-St no son maquinables si no se le dan pases severos, mientras que los

depósitos de Ni si lo son independientemente del número de pases. Un precalentamiento de estas

piezas pequeñas es recomendable para retardar el enfriamiento, además de la ventaja de la

limpieza superficial.

Piezas grandes con precalentamiento: Muchas partes tales como volantes y armazones de

máquinas aunque grandes pueden ser trasladadas para precalentarlas y controlar su enfriamiento

en hornos, lo que es particularmente recomendado cundo las piezas están sujetas a choques y

cargas severas. Para estos casos el electrodo recomendado es el E-CI el cual brinda propiedades

cercanas al metal de fundición y es maquinable si se enfría lentamente.

Piezas grandes sin precalentamiento :Cuando no existe horno cerca o las piezas son muy grandes y

no caben en el mismo, también si las piezas no están sometidas a cargas severas, se puede

prescindir del precalentamiento. Los electrodos de base Ni, E NiC-I son normalmente usados pues

proporcionan un depósito suave y dúctil.

Soldadura de acero con hierro fundido: Daños en las piezas de hierro fundido a menudo son

reparadas con la adición de placas de acero al carbono, la soldadura con acero nunca produce un

empalme con la misma tenacidad que si fueran dos piezas del mismo acero, pero en muchos

empalmes se brinda una rigidez satisfactoria, la que puede lograrse utilizando el electrodo ESt ,sin

embargo la parte del hierro fundido será frágil. El uso de electrodos de Ni en la parte del hierro

fundido, dará una unión más fuerte pero de un mayor costo.

En algunas producciones donde se unen finas láminas se pueden usar electrodos E7018 con bajas

corrientes; sin embargo, la zona de fusión suele ser frágil por lo que este método no se aplica

cuando existen cargas de impacto y de flexión.



117

Enmantequillado : Cuando los biseles que se van a soldar poseen gran longitud, es muy

beneficioso realizar cordones en las caras de los biseles con electrodo E-St y entonces rellenar de

forma intermitente con electrodo E-7018. Esto reduce la dilución del metal soldado, facilitando que

cada capa depositada en la cara de la ranura se enfríe sin restricciones, por lo que disminuye el

volumen del metal a contraer. Hierro Fundido Nodular (Dúctil)

Este hierro fundido posee mejores características de soldadura que los hierros fundidos grises, pero

requieren procesos y materiales especiales, la perlita dúctil en el hierro produce altos contenidos de

martensita en la ZIT, los que son susceptible al agrietamiento.

Los electrodos E- NiFe-CI son los mas utilizados para la soldadura de este material, lo que necesita

un precalentamiento entre 134-190ºC de forma general y superior a 300ºC para funciones grandes.

También el ERNi-1 para procesos GMAW puede ser utilizado empleando Argón puro. Tratamiento Térmico Post-Soldadura

El objetivo del tratamiento térmico post-soldadura es el de eliminar las estructuras duras y las

tensiones térmicas formadas durante la soldadura, cuando el tratamiento térmico no es aplicado

inmediatamente después de concluir la soldadura, debe cubrir la pieza con materiales aislantes,

para de esa forma garantizar un enfriamiento lento de la misma hasta la temperatura ambiente.

Para las fundiciones grises y dúctiles el alivio de tensiones o recocido consiste en un calentamiento

entre 579-634ºC y posteriormente al aire.

Estos tratamientos transforman la martensita y la bainita en otros productos reduciendo la dureza

considerablemente. Cuando los carburos están presentes, el recocido completo es necesario,

durante un largo período de tiempo para la disolución de los carburos a temperaturas muy altas.

Algunas recomendaciones prácticas se pueden observar en la tabla siguiente: Tratamiento Temperatura

ºC

Tiempo de Permanencia

Calentamiento (h/mm) x

espesor

Enfriamiento

Hierro gris

Recocido de

normalización

956-940 1-3h+0,039 Al aire hasta la temperatura de recocido, pero

menor de 467ºC, puede requerir alivio de

tensiones.

Recocido de

Grafitización

884-972 1-3h+0,039 En el horno hasta 300ºC a razón de 25ºC/h,

después al aire hasta temperatura ambiente.

Recocido

Completo

773-884 1 “

Recocido de

Ferritización

690-745 1 “

Alivio de tensiones 579-634 0,059 “

Hierro dúctil

Alivio de tensiones

No aleado

495-551 0,059 En el horno hasta 300ºC a razón de 25ºC/h,

después al aire hasta temperatura ambiente

Baja aleación 551-579 0.059 En el horno hasta 300ºC a razón de 25ºC/h,

después al aire hasta temperatura ambiente.



118

Alta aleación 523-634 0.059 “

Austenítico 606-662 0.059 “

Recocido de

Ferritización

884-940 1h+0.039 Enfriamiento en horno hasta676ºC, mantener

5h+1h/pulg, enfriar en horno hasta329ºC a razón

de 25ºC/h y enfriamiento al aire.

Recocido Completo 856-854 1 Enfriamiento en el horno hasta 329ºC a razón de

25ºC/h y enfriamiento al aire.

Normalizado,

recocido y revenido

884-926 2 h (mín) Enfriamiento al aire hasta 523-634ºC, enfriamiento

en el horno hasta 329ºC a razón de 25ºC/h y

enfriamiento al aire.

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Folleto Recuperación de piezas

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