INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO …

INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO EN LA SOLDABILIDAD DE UN ACERO DOBLE FASE.

JHOAN SEBASTIÁN SUÁREZ RUBIANO

UNIVERSIDAD DISTRITAL

FRANCISCO JOSÉ DE CALDAS

FACULTAD TECNOLÓGICA

INGENIERÍA MECÁNICA

BOGOTÁ D.C

2017

INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO EN LA SOLDABILIDAD DE UN ACERO DOBLE FASE.

JHOAN SEBASTIÁN SUÁREZ RUBIANO

Trabajo de grado presentado como requisito para optar al título de

INGENIERO MECÁNICO

Director

Ing. CARLOS ARTURO BOHÓRQUEZ ÁVILA

UNIVERSIDAD DISTRITAL

FRANCISCO JOSÉ DE CALDAS

FACULTAD TECNOLÓGICA

INGENIERÍA MECÁNICA

BOGOTÁ D.C

2017

TABLA DE CONTENIDO

LISTA DE FIGURAS ........................................................................................... 5

1. INTRODUCCIÓN ......................................................................................... 6

2. JUSTIFICACIÓN .......................................................................................... 7

3. OBJETIVOS ................................................................................................. 8

a. Objetivo General. ................................................................................... 8

b. Objetivos Específicos............................................................................. 8

4. MARCO TEÓRICO ...................................................................................... 9

4.1 ACEROS DUAL PHASE ............................................................................ 9

4.2 SOLDABILIDAD ........................................................................................ 9

4.3 TEMPLE .................................................................................................... 9

4.4 PRECALENTAMIENTO........................................................................... 10

4.5 ZONA AFECTADA POR EL CALOR ....................................................... 10

4.6 ENSAYO DE TENSIÓN........................................................................... 12

4.7 ENSAYO DE IMPACTO CHARPY .......................................................... 12

5. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL PARA EL DESARROLLO .................. 13

5.1 MATERIALES Y MÉTODOS ................................................................... 13

6. RESULTADOS Y ANÁLISIS ...................................................................... 26

6.1 RESULTADO ESPECTROMETRÍA DE MASA Y DUREZA ROCKWELL ...................................................................................................................... 26

6.2 SECUENCIA DE TRATAMENTO ............................................................ 28

6.3 WPS (Welding Procedure specification) .................................................. 29

6.4 MICROSCOPÍA ÓPTICA MATERIAL BASE ........................................... 33

6.4.1 Microscopía material base para los tres procesos ............................ 33

6.4.2 Inclusiones ........................................................................................ 34

6.5 ENSAYO DE TENSIÓN........................................................................... 35

6.6 IMPACTO ................................................................................................ 40

6.7 MICROGRAFÍAS ................................................................................. 41

6.8 MICRODUREZA .................................................................................. 43

7. CONCLUSIONES ...................................................................................... 45

8. TRABAJOS FUTUROS Y RECOMENDACIONES .................................... 46

9. BIBLIOGRAFÍA .......................................................................................... 47

LISTA DE TABLAS

Tabla 1 Proceso de adquisición ........................................................................ 13 Tabla 2 Análisis de material .............................................................................. 14 Tabla 3 Preparación y tratamientos .................................................................. 15 Tabla 4 Proceso de soldadura .......................................................................... 17

Tabla 5 Probetas ............................................................................................... 19 Tabla 6 Composición Química .......................................................................... 26 Tabla 7 Dureza Rockwell B material sin tratamiento ........................................ 28 Tabla 8 Dureza Rockwell C material templado ................................................. 29 Tabla 9 Micrografías del metal base de cada proceso finalizado...................... 33

Tabla 10 Sulfuros de Manganeso ..................................................................... 34 Tabla 11 Resultados del ensayo de tensión ..................................................... 36

Tabla 12 Energías absorbidas .......................................................................... 40 Tabla 13 Zona afectada por el calor de los tres procesos ................................ 41 Tabla 14 Granos en la zona de disolución sólida .............................................. 43

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 Diagrama tiempo-transformación-temperatura de enfriamiento continuo para un acero con contenido medio de carbono. .............................................. 10 Figura 2 Distribución de temperatura y la zona afectada por el calor en una soldadura de acero inoxidable 304. .................................................................. 11 Figura 3 Elemento sometido a fuerzas axiales ................................................. 12 Figura 4 Sentido de Laminación ....................................................................... 14 Figura 5 Durómetro GNEHM SWISS ROCK - 160DP ....................................... 15 Figura 6 Fresadora vertical. .............................................................................. 15

Figura 7 Juntas a tope Bisel en V ..................................................................... 16 Figura 8 Mufla eléctrica LABTECH/LEF-P TYPE .............................................. 16

Figura 9 Platina Normalizada y Templada intercríticamente respectivamente . 17 Figura 10 Equipo de soldadura eléctrica. .......................................................... 17 Figura 11 Precalentamiento a 250°C ................................................................ 18 Figura 12 Precalentamiento a 400°C ................................................................ 18 Figura 13 Proceso de soldadura SMAW ........................................................... 19

Figura 14 Muestra de ensayo de tracción rectangular transversal (placa) ........ 20

Figura 15 Muestra de impacto Charpy V-Notch ................................................ 20 Figura 16 Diseño de la matriz en 2D ................................................................. 21 Figura 17 Matriz con los cortes laser. ............................................................... 22

Figura 18 Máquina universal de ensayos UH50 ............................................... 23 Figura 19 Probetas de tensión para los tres procesos. ..................................... 23

Figura 20 Péndulo Charpy Satec SI-1A ............................................................ 23 Figura 21 Probetas de impacto para los tres procesos ..................................... 23 Figura 22 Resultado de la preparación de las probetas. ................................... 24 Figura 23 Microdurómetro Shimadzu HMV-2 .................................................... 25 Figura 24 Tratamiento de temple a temperatura intercrítica para 4 platinas ..... 28

Figura 25 Gráfica Esfuerzo Vs. Deformación- SMAW- sin tratamiento 1 .......... 37 Figura 26 Gráfica Esfuerzo Vs. Deformación- SMAW- sin tratamiento 2 .......... 37

Figura 27 Gráfica Esfuerzo Vs. Deformación- SMAW- Precalentamiento a 250°C 1 ........................................................................................................................ 38 Figura 28 Gráfica Esfuerzo Vs. Deformación- SMAW- Precalentamiento a 250°C 2 ........................................................................................................................ 38 Figura 29 Gráfica Esfuerzo Vs. Deformación- SMAW- Precalentamiento a 400°C 1 ........................................................................................................................ 39

Figura 30 Gráfica Esfuerzo Vs. Deformación- SMAW- Precalentamiento a 400°C 2 ........................................................................................................................ 39 Figura 31 Perfiles de microdureza de la ZAC ................................................... 44

1. INTRODUCCIÓN

Las características micro estructurales presentes en los aceros doble fase (DP) o aceros aleados de alta resistencia, aceros AHSS (Advanced High Strength Steel) son uno de los factores relevantes para que la industria haya ideado procesos de manufactura modernos e importantes; los valores de resistencia mecánica que se derivan de este tipo de estructuras son un factor decisivo para controlar las variables y las condiciones en un proceso de aplicación de soldadura dónde estos puedan cambiar.

Los tratamientos térmicos a temperatura intercrítica, entre A1 y A3 para un acero con .045 contenido de carbono, se realizan con el fin de obtener las dos fases presentes en este tipo de aceros (Martensita - Ferrita), las temperaturas de precalentamiento de 250°C y 400°C anteriores a la aplicación de la soldadura SMAW son el objeto de estudio; caracterizar este material que ha sido sometido a diferentes procesos se hace importante sabiendo que todos los esfuerzos mecánicos y las cargas externas se verán transmitidos en las juntas donde existan uniones soldadas.

Mediante el proceso adecuado se obtuvieron las probetas de tensión e impacto, se revelaron las diferentes microestructuras y se graficaron los distintos perfiles de microdureza para cada proceso, con el fin de obtener valores cuantificables, establecer las mejores condiciones de trabajo y asegurar el mejor desempeño de una junta de acero bajo estas condiciones.

7

2. JUSTIFICACIÓN

En años recientes el desarrollo de mega proyectos se vale de grandes cantidades de acero estructural, la tendencia se basa en reemplazar estructuras fabricadas en hormigón, mortero y demás elementos por estructuras metálicas, esto debido a su bajo peso y su alta resistencia. La industria automotriz para vehículos blindados incursiona con estructuras complejas donde se requiere la reducción de peso, respuesta efectiva al impacto a altas velocidades y seguridad del personal. Debido a que los procesos dónde se utilizan este tipo de acero son de carácter crítico, se plantean distintos tipos de ensayos mecánicos y de tratamientos térmicos con el fin de caracterizar las propiedades de soldabilidad. De estos ensayos mecánicos, la interpretación correcta de las imágenes suministradas por las muestras metalográficas y el análisis ideal de los valores obtenidos en los ensayos de tracción e impacto, en relación con los procesos de tratamiento térmico de temple a temperatura intercrítica y precalentado, son de vital importancia para establecer los procedimientos a ciertas condiciones de una soldadura SMAW más recomendados y benéficos para la microestructura de la Zona colindante al cordón depositado.

8

3. OBJETIVOS

a. Objetivo General.

Establecer la influencia de las temperaturas de precalentamiento en la soldabilidad de un acero doble fase bajo la norma AWS B4.0:2007.

b. Objetivos Específicos.

➢ Elaborar WPS (Welding Procedure Specification) según la Norma AWS D1.4/D1.4M:2011.

➢ Fabricar las probetas para las uniones soldadas de tensión e impacto de acuerdo con la norma AWS B4.0:2007.

➢ Realizar las pruebas de microdureza y microestructura para los diferentes procesos de soldadura.

9

4. MARCO TEÓRICO

4.1 ACEROS DUAL PHASE

Los aceros Dual Phase (DP) hacen parte de la familia de los aceros avanzados de alta resistencia, estos se caracterizan por su baja densidad y consisten en una matriz ferrítica que contiene una fracción variable de fase martensítica de alta dureza. La fracción de segunda fase martensítica aumenta con el aumento de la resistencia deseada del acero. La fase ferrítica blanda es generalmente continua, proveyendo una excelente ductilidad.

4.2 SOLDABILIDAD

La soldabilidad de un material se define como una propiedad tecnológica que mide la capacidad del material de dejarse unir en forma técnica y económica con los procesos y técnicas de soldadura mediante procedimientos adecuados que aseguren la calidad del depósito de soldadura acorde con las especificaciones establecidas en el diseño.

El grado de soldabilidad está determinado en gran manera por la sanidad del material y facilidad a soldarse sin necesidad de recurrir a sendos procedimientos previos, durante y post soldadura. (Maury et al., 2009)1

4.3 TEMPLE

Un tratamiento térmico de temple tiene como propósito generar ciertos cambios deseados en la microestructura de un material, además de las propiedades mecánicas. El objetivo es aumentar la dureza y la resistencia mecánica del acero llevándolo a una temperatura de austenización y luego de esto someterlo a un enfriamiento brusco por medio de agua o aceite, transformando la austenita en martensita que es el microconstituyente duro característico de los aceros templados. Una solución sólida es conocida como una temperatura intercrítica, esta elimina la transformación de bainita y perlita formando martensita; garantizando el agua o el aceite como medio de enfriamiento. La estructura presente en este proceso se puede determinar mediante un diagrama Temperatura-Transformación-Tiempo.

“En medio del temple los defectos de mayor importancia son el sobrecalentamiento y el largo periodo de exposición. Se presentan como la ampliación de las agujas de martensita y la fractura de grano grueso. Esto conduce a una alta fragilidad de los productos templados y la formación de

1 Niebles Enrique., Unfried Jimy., Torres Jaime. Metodología para el estudio de soldabilidad

en uniones soldadas. Pág. 4 2013

10

grietas. Las grietas a menudo se forman en los límites de los granos de austenita iniciales. Una temperatura de enfriamiento bajo o poco tiempo de mantenimiento a la temperatura dada provoca temple incompleto. En este caso, un metal templado no es suficientemente duro”.2

Figura 1 Diagrama tiempo-transformación-temperatura de enfriamiento continuo para un acero con contenido medio de carbono.

Fuente: Estructura y Propiedades de las Aleaciones-Facultad de Ingeniería-UNLP.

Cap. 5. P 6

4.4 PRECALENTAMIENTO

Consiste en calentar el Material Base antes y durante la soldadura manteniendo la Temperatura del mismo entre un valor mínimo (Temperatura de Precalentamiento) y uno máximo (Temperatura entre pasadas)3.

4.5 ZONA AFECTADA POR EL CALOR

La zona afectada por el calor (ZAC) es la zona aledaña al cordón de soldadura en el metal base, afectada durante este proceso o corte del material donde la microestructura y las propiedades mecánicas se han alterado por el calor. Esta alteración puede no ser beneficiosa reduciendo la resistencia del material base. Las zonas afectadas por el calor varían su tamaño y sus propiedades mecánicas. El alcance y la magnitud de la ZAC son inversamente proporcionales a los

2 Totten, Ph. D. George E. Steel heat treatment metallurgy and technologies. United States of

America : Taylor and Francis Group Llc, 2006. pág. 13-17, 122, 162. 3 Laufgang Sergio, Tratamiento térmico de soldadura. Termo Soldex SA. Pág 41

11

valores de difusividad térmica del material, cuando la difusividad térmica es alta, la velocidad de enfriamiento del material es alta y la ZAC es pequeña, en cambio cuando la difusividad térmica es baja, la velocidad de enfriamiento es más lenta y la ZAC es más grande. El alcance y la magnitud del cambio de propiedad dependen principalmente de Material base, Soldadura de metal de relleno, Cantidad y la concentración de entrada de calor por el proceso de soldadura.

El ancho de la ZAC está influenciado por:

➢ La velocidad de corte, en general las velocidades altas dan como resultado una menor ZAC.

➢ Amperaje (cuando se usa plasma) - Para un espesor dado de metal, un amperaje superior (y, en consecuencia, una mayor velocidad de corte) se traduce en un menor ZAC.

➢ Tipo de metal a cortar - Aumento de las temperaturas y tiempos de corte más largo se traducirá en una mayor ZAC.

Figura 2 Distribución de temperatura y la zona afectada por el calor en una soldadura de acero inoxidable 304.

Fuente: http://www.kobelco-welding.jp/espanol/education-4 center/abc/ABC_1999-04.html

4 http://www.kobelco-welding.jp/espanol/education-4 center/abc/ABC_1999-04.html

12

4.6 ENSAYO DE TENSIÓN

Consiste en el alargamiento uniforme de un material debido a fuerzas axiales, cuando la barra se tensa debido a las fuerzas F, como en la ilustración 1, los esfuerzos resultantes se denominan esfuerzos de tensión.

Figura 3 Elemento sometido a fuerzas axiales

Fuente: Autor

4.7 ENSAYO DE IMPACTO CHARPY

Permite calcular cuanta energía logra disipar una probeta al ser golpeada por un pesado péndulo en caída libre, el ensayo muestra valores en julios, la probeta posee un entalle estándar para facilitar el inicio de la fisura, luego de golpear la probeta el péndulo sigue su camino hasta alcanzar cierta altura que depende de la cantidad de energía disipada al golpear.

13

5. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL PARA EL DESARROLLO

5.1 MATERIALES Y MÉTODOS

Se sabe que el análisis de la influencia de la temperatura de precalentamiento en las juntas soldadas será realizado en dos temperaturas, 250°C y 400°C, también se tendrá que establecer el comportamiento de este material en estado de suministro. Para ello es necesario obtener cierta cantidad de datos, establecer su variabilidad y concluir con el promedio de estos debido a que las probetas son obtenidas de una misma matriz y proceso de soldadura, estas consideraciones serán tenidas en cuenta para la adquisición del material, procesos de tratamiento térmico, aplicación de la soldadura, obtención y fabricación de las probetas de tensión e impacto.

Tabla 1 Proceso de adquisición

ACTIVIDAD DESCRIPCIÓN

1

Estudio Norma AWS B4.0:2007

(Métodos estándar para ensayos mecánicos de

soldaduras)5.

Para el ensayo de tensión la norma establece diferentes tipos de

especímenes, para el de impacto solo existirá un método, cada uno con ciertas características, debido a esto se tendrá que tener en cuenta la más conveniente

para el proceso de obtención de las probetas.

2

Adquisición del acero AISI SAE 1045.

Se determina que la presentación más conveniente para el desarrollo del proyecto

es:

Acero Laminado. Espesor 12 mm

Dimensiones (140 x 230) mm Cantidad 6 (Dos por proceso:

suministro, 250°C y 400°C).

Para una correcta interpretación de los resultados será necesario tener en cuenta

el sentido de laminación del acero, este sentido de laminación se determina desde

el momento en que el proveedor realiza los cortes que le fueron solicitados en la

lámina de suministro.

5 AWS B4.0:2007 Standard Methods for Mechanical Testing of Welds. 7 Ed. ANSI.

14

Adquisición del acero AISI SAE 1045

La adquisición del material se lleva a cabo en la Compañía General de Aceros (CGA) con certificado de composición química.

Figura 4 Sentido de Laminación

Fuente: Autor

Fuente: Autor

Tabla 2 Análisis de material


3

Análisis de espectrometría de masa.

Se toma una muestra de 1 𝑐𝑚3 del material adquirido para ser analizada en el espectrómetro UV-Vis-NIR perteneciente al laboratorio de física de la Universidad Nacional de Colombia. Los resultados de

la composición química cumplen el estándar de la norma.

4

Tomas de Dureza Rockwell en material base bajo la

norma ASTM E-186.

Las tomas de datos se realizan en el durómetro GNEHM SWISS ROCK - 160DP presente en el laboratorio de

metalografía de la UDFJC, Los valores resultantes de la toma de datos cumplen el

estándar de la norma.

6 ASTM International. (1981). Standard Test Methods for Rockwell Hardness and Rockwell

Superficial Hardness. ASTM (Vol. 1).

15

Figura 5 Durómetro GNEHM SWISS ROCK - 160DP

Fuente: Autor

Fuente: Autor

Tabla 3 Preparación y tratamientos


5

Mecanizado de juntas en V

Se rectifican las 6 platinas en la longitud de 230 mm para posteriormente realizar el

bisel a 30°, esto con el fin de aplicar el cordón de soldadura en su lado más largo y contar con una matriz de (230 x 280) mm

de donde se obtendrán probetas de tensión e impacto en cada proceso.

Mecanizado de juntas en V

Figura 6 Fresadora vertical.

Fuente: Autor

16

Figura 7 Juntas a tope Bisel en V

Fuente: Autor

6

Tratamiento térmico de Temple a temperatura

intercrítica.

Una vez se obtienen los resultados de la composición química por medio de la espectrometría de masa (literal 6.1

RESULTADO ESPECTROMETRÍA DE MASA Y DUREZA ROCKWELL) y con

ayuda de la literatura, se pueden calcular las temperaturas intercríticas 𝐴𝐶1 𝑦 𝐴𝐶3, la

media que se obtenga de estas temperaturas será la temperatura de

tratamiento para 4 platinas (750 °C), el tiempo de tratamiento será durante 30 minutos a temperatura constante con enfriamiento en agua. En la siguiente

imagen se evidencia platina normalizada y platina templada intercríticamente con el

respectivo bisel.

Figura 8 Mufla eléctrica LABTECH/LEF-P TYPE

Fuente: Autor

17

Figura 9 Platina Normalizada y Templada intercríticamente respectivamente

Fuente: Autor

Fuente: Autor

Tabla 4 Proceso de soldadura


7

Preliminares

Se tienen que realizar los estudios previos como lo son la configuración del equipo de

soldadura eléctrica, técnica, material, velocidad y método de aplicación, según

estos parámetros que le sean configurados la aplicación de los cordones

de soldadura será la deseada para el desarrollo del proyecto.

Figura 10 Equipo de soldadura eléctrica.

Fuente: Autor

18

8

Precalentamiento

Una vez se han realizado los temples a temperatura intercrítica de las 4 platinas y

para poder aplicar la soldadura, se precalientan por pares, inicialmente se

precalientan dos a 250°C y las otras dos a 400°C, ambos procesos una vez alcanzan la temperatura deseada tienen un tiempo

de sostenimiento de 5 minutos.

Figura 11 Precalentamiento a 250°C

Fuente: Autor

Figura 12 Precalentamiento a 400°C

Fuente: Autor

19

9

Proceso de soldadura SMAW.

La aplicación de la soldadura para los tres procesos (Normalizado, Precalentado a

250°C y precalentado a 400°C) se realizaron con el método de arco manual

con electrodo revestido SMAW, por medio de los equipos presentes en el laboratorio de soldadura de la Universidad Distrital,

con LINCOLN GRINOX E308L - 16 como material de aporte, la cantidad de

cordones depositados fueron 3 utilizando diámetros de varilla de 1/8” para fondeo y 3/32” para relleno. El proceso es realizado

con mano de obra calificada.

Figura 13 Proceso de soldadura SMAW

Fuente: Autor

10

WPS (welding procedure specification) bajo la Norma AWS D1.4 / D1.4M: 20117.

Los WPS se diligencian con información anterior y posterior al proceso.

Fuente: Autor

Tabla 5 Probetas

ENSAYOS MECÁNICOS


11 Especímenes de tensión e impacto bajo la Norma AWS B4.0:2007

(Métodos estándar para ensayos mecánicos de soldaduras).

7 AWS D1.4/D1.4M:2011 Structural Welding Code — Reinforcing Steel. 7 Ed. ANSI.

20

Figura 14 Muestra de ensayo de tracción rectangular transversal (placa)

Fuente: Norma AWS B4.0:2007- Cláusula 4. Ensayos de tensión

Figura 15 Muestra de impacto Charpy V-Notch

Fuente: Norma AWS B4.0:2007- Cláusula 7. Pruebas de fractura

21

12

Código plano matriz

Una vez se obtiene la matriz por medio de la soldadura, se realiza el diseño en

dos dimensiones con ayuda del software para la obtención de probetas de tensión e impacto, se tienen que tener en cuenta distancias de pérdida de material y zonas de acceso para satisfacer las condiciones de fabricación de las probetas en tensión

e impacto.

Figura 16 Diseño de la matriz en 2D

Fuente: Autor

13

Corte Láser

Servilaser Marrom LTDA.

Se evalúan distintos procesos de manufactura para la obtención de las probetas y se concluye que el más

apropiado es corte láser, esto debido a las características mecánicas que

adquiere el material después del proceso de temple, también por las dimensiones

que se tienen de la placa matriz y el contorno de las probetas de tensión, que de no ser por este método se dificultaría

el proceso de fabricación.

22

Figura 17 Matriz con los cortes laser.

Fuente: Autor

14

Rectificado y Pulido.

Cuando se obtienen las geometrías necesarias extraídas de la matriz por medio de corte láser, es necesario

rectificarlas para que cumplan con las dimensiones y tolerancias que exige la norma. Las probetas para el ensayo de

impacto se rectifican por medio de fresadora convencional y se les realiza la

entalla con limadora, las de tensión obtienen las dimensiones necesarias

después del corte.

15

Ensayo de tensión bajo la norma AWS B4.0:2007

Se realiza en la máquina universal de ensayos UgH50 perteneciente al

laboratorio de resistencia de materiales de la Universidad Distrital, esta máquina cuenta con un cabezal móvil y otro fijo,

trasmitiéndole de esta manera las cargas axiales a los especímenes, con ayuda del software se determinan los valores para

obtener las curvas Esfuerzo Vs. Deformación.

23

Figura 18 Máquina universal de ensayos UH50

Fuente: Autor

Figura 19 Probetas de tensión para los tres procesos.

Fuente: Autor

16

Ensayo de impacto bajo la norma AWS B4.0:2007

Para la prueba de ensayo Charpy

(impacto) se utilizó el péndulo Charpy Satec SI-1ª presente en el laboratorio de

materiales de la Universidad Distrital, este péndulo utiliza una masa del martillo

de 13,333 Lb.

Figura 20 Péndulo Charpy Satec SI-1A

Fuente: Autor

Figura 21 Probetas de impacto para los tres procesos

Fuente: Autor

MICROGRAFÍAS

17

Preparación de probetas Metalográficas bajo la norma

ASTM E 38

Para obtener estas muestras se realizan cortes del material en una cortadora

abrasiva manual METKON / METACUT 250 después de los procesos de

soldadura, una muestra para el proceso sin temple, otra para el proceso de

precalentado a 250°C y 400°C. Para analizar la ZAC, se realizan cortes desde

8 ASTM International. (2011). Standard Guide for Preparation of Metallographic Specimens.

ASTM (Vol. 1)

24

el centro de la soldadura hacia los extremos ±1.5𝑐𝑚.

18

Encapsulado

Estas muestras son encapsuladas en una matriz de baquelita con ayuda de la

encapsuladora de probetas metalográficas marca METKON

ECOPRESS 50, se encapsulan con el fin de una mejor manipulación para el

proceso de pulido, toma de micrografías y Microdurezas.

19

Lijado y Pulido

Cada cápsula se desbasta en lijadoras manuales usando lijas de 360, 600, 1000,

1200, 1500 y 2000. Para el pulido Se empleo la pulidora METKON FORCIPOL

2V, en este equipo con ayuda de la alúmina y el paño cheviot se obtiene el

acabado tipo lapeado.

Figura 22 Resultado de la preparación de las probetas.

Fuente: Autor

20

Ataque químico y Micrografías

Se realiza el ataque químico con Nital (95% de alcohol etílico y 5% de ácido nítrico). Para la toma de imágenes se

utilizó el microscopio AXIO OBSERVER D1M, los aumentos para las micrografías

fueron 50x, 100x y 500x.

21

Microdurezas

ASTM E3849

Para los perfiles de Microdurezas se utilizó el microdurómetro Shimadzu HMV-

2, teniendo en cuenta que la microestructura tiene una fase clara y una fase oscura las indentaciones se

tomaron en la fase oscura con distancias de 0.5 mm desde el centro de la

soldadura hasta el extremo de la probeta, estas se realizaron con una carga de

9 ASTM International. (2002). Standard Thest Method for Microindentation Hardness of

Materials. ASTM (Vol. I).

25

490,3 mN (HV 0,05) durante 30 segundos.

Figura 23 Microdurómetro Shimadzu HMV-2

Fuente: Autor

Fuente: Autor

26

6. RESULTADOS Y ANÁLISIS

6.1 RESULTADO ESPECTROMETRÍA DE MASA Y DUREZA ROCKWELL

El resultado del análisis químico obtenido bajo la técnica anteriormente descrita es comparado según la norma ASTM A29 /A29M10 para el acero AISI SAE 1045 se comprueba que el acero se encuentra bajo estos parámetros. Los resultados de este análisis están depositados en la siguiente tabla.

Tabla 6 Composición Química

Elemento Químico Porcentaje (%)

Fe 98,4130

Si 0,2490

Mo 0,0080

Al 0,0350

C 0,4670

Cu 0,0350

W 0,0260

Nb 0,0060

Mn 0,5960

Ni 0,0240

Co 0,0080

B 0,0006

P 0,0080

Cr 0,0410

Ti 0,0020

Pl 0,0000

S 0,0060

V 0,0020

Sn 0,0060

Mg 0,0000

N 0,0000

Fuente: Autor

Con los resultados anteriores se calculan las temperaturas intercríticas 𝐴𝐶1 𝑦 𝐴𝐶3 según la teoría de kasatkin11, la teoría indica que estos valores para las ecuaciones son válidos por debajo de estos límites de composición química del

10 ASTM A29 / A29M-16 International (2016), Standard Specification for General

Requirements for Steel Bars, Carbon and Alloy. ASTM (Vol. 1,05) 11 KASATKIN, O.G. et al. Calculation Models for Determining the Critical Points of Steel. Metal

Science and Heat Treatment, 26:1-2, 1984, 27-31.

27

material C ≤ 0.83%, Mn ≤ 2.0%, Si ≤ 1.0%, Cr ≤2.0%, Mo ≤ 1.0%, Ni ≤ 3.0%, V ≤ 0.5%, W ≤ 1.0%, Ti ≤ 0.15%, Al ≤ 0.2%, Cu ≤ 1.0%, Nb ≤ 0.20%, P ≤ 0.040%, S≤ 0.040%, N ≤ 0.025%, B ≤ 0.010%. Por otra parte, se considera la temperatura de transformación de la martensita Ms con el criterio de Andrews12 en los aceros de baja aleación con contenidos menores a 0,6% de C, 4,9% de Mn, 5,0% de Cr, 5,0% de Ni y 5,4% de Mo.

Las fórmulas establecidas por kasatkin para determinar 𝐴𝐶1 𝑦 𝐴𝐶3 son las siguientes.

✓ 𝑨𝑪𝟏 = 723 – 7,08 Mn + 37,7 Si + 18,1 Cr + 44,2 Mo + 8,95 Ni + 50,1 V +

21,7 Al + 3,18 W + 297 S – 830 N – 11,5 C Si – 14,0 Mn Si – 3,10 Si Cr

– 57,9 C Mo – 15,5 Mn Mo – 5,28 C Ni – 6,0 Mn Si + 6,77 Si Ni – 0,80 Cr

Ni – 27,4 C V + 30,8 Mo V – 0,84 Cr² - 3,46 Mo² - 0,46 Ni² - 28V ²

Reemplazando 𝑨𝑪𝟏 = 𝟕𝟐𝟖, 𝟏𝟐°𝑪

✓ 𝑨𝑪𝟑= 912 – 370 C – 27,4 Mn + 27,3 Si – 6,35 Cr – 32,7 Ni + 95,2 V +

190 Ti + 72,0 Al + 64,5 Nb + 5,57 W + 332 S + 276 P + 485 N – 900 B +

16,2 C Mn + 32,3 C Si + 15,4 C Cr + 48,0 C Ni + 4,32 Si Cr – 17,3 Si Mo

– 18,6 Si Ni + 4,80 Mn Ni + 40,5 Mo V + 174 C² + 2,46 Mn² - 6,86 Si² +

0,322 Cr² + 9,90 Mo² + 1,24 Ni ² - 60,2 V²

Reemplazando 𝑨𝑪𝟑 = 𝟕𝟕𝟐, 𝟕𝟑°𝑪

La diferencia entre estas dos temperaturas es de 44,60 °C razón por la cual la temperatura intercrítica de temple para las platinas será de 750°C.

El criterio de Andrews para hallar la temperatura de transformación de la fase martensítica es el siguiente.

✓ Ms= 539 – 423 C - 30.4 Mn – 17.7 Ni – 12.1 Cr – 11 Si – 7 Mo

Reemplazando 𝑴𝒔 = 𝟐𝟗𝟒, 𝟐𝟒°𝑪

Las durezas del material base son las mismas para las 6 platinas debido a que han sido extraídas de la misma lámina, se realizan indentaciones en diferentes ubicaciones de cada una de ellas obteniendo el promedio en Rockwell B (HRB) los datos se encuentran a continuación

12 ANDREWS, K.W. Empirical Formulae for the Calculation of Some Transformation

Temperatures. Journal of the Iron and Steel Institute, 203, Part 7, 1965, 721-727.

28

Tabla 7 Dureza Rockwell B material sin tratamiento

HRB

Toma 1 84,6

Toma 2 85,8

Toma 3 86,8

Toma 4 85,1

Toma 5 85,7

Promedio 85,6

Fuente: Autor

Los valores de los elementos químicos y el promedio de durezas del material base son apropiados para un correcto desarrollo de los objetivos planteados.

6.2 SECUENCIA DE TRATAMENTO

Figura 24 Tratamiento de temple a temperatura intercrítica para 4 platinas

Fuente: Autor

Se toman valores de durezas a las 4 platinas después del temple a temperatura intercrítica, se evidencia que los resultados promedios son acordes a los esperados para esta temperatura de austenización y la microestructura característica de esta, en la siguiente tabla se evidencian los resultados.

29

Tabla 8 Dureza Rockwell C material templado

Toma 1 HRC

Toma 2 HRC

Toma 3 HRC

Toma 4 HRC

Toma 5 HRC

Promedio HRC

Platina 1 28,7 31 29,6 25 27,1 28,3

Platina 2 26,5 27,8 24 23,1 23 24,9

Platina 3 32 28,9 23,9 21,2 29,3 27,1

Platina 4 29,2 25,5 26,3 23,2 26,5 26,1

Fuente: Autor

6.3 WPS (Welding Procedure specification)

Se diligencian bajo la norma AWS D1.4/D1.4M:2011, dentro de esta se encuentra toda la información relevante para diligenciar los formatos como lo es material de relleno, tipo de junta, precalentamiento, características generales etc. Se realiza un WPS por cada proceso de soldadura realizado ya que los procedimientos de soldeo varían según la temperatura a la que se encuentre el material antes de aplicar el cordón de soldadura.

Debido a que el desarrollo de los WPS está planteado en los objetivos del proyecto, se anexa como resultado y no como anexo al documento; a continuación, se encuentran los WPS pertenecientes a cada uno de los procesos en orden consecutivo respectivamente, Matriz Normalizada, precalentada a 250°C y precalentada a 400°C.

30

ANNEX N AWS D1.1/D1.1M:2010

WELDING PROCEDURE SPECIFICATION (WPS) Yes

PREQUALIFIED ____X____QUALIFIED BY TESTING _____________

or PROCEDURE QUALIFICATION RECORDS (PQR) Yes

Identification # _1_______________________________

Revision ____1__ Date_08-04-17_ By __W. Calderón____

Company Name ___Universidad Distrital____________ Authorized by _____Jhoan Suárez___ Date _08-04-17_

WeldingProcess(es)_______SMAW_______________xxxxxxxxxxxxxxType—ManualxxxxxxxxxxxxxxxxxxxxxxxxxxxSemiautomatic

Supporting PQR No.(s)___N/A____________________ Mechanized Automatic

JOINT DESIGN USED POSITION

Type: A tope canal simple “V” (B-U2a) Position of Groove:___F (Plano)_ Fillet:___N/A_______

Single Double Weld Vertical Progression: Up Down

Backing: Yes No

Backing:Backing Material: AISI SAE 1045 ELECTRICAL CHARACTERISTICS

Root Opening 11.5mm Root Face Dimension ___2mm__ ______________________

Groove Angle: ___30°_____ Radius (J–U) ___N/A___ Transfer Mode (GMAW) Short-Circuiting

Back Gouging: Globular Spray

Current: AC DCEP DCEN Pulsed

BASE METALS Power Source: CC CV

Material Spec.__AISI SAE 1045_______________________ Other ________________________________________

Type or Grade ___------------__________________________ Tungsten Electrode (GTAW)

Thickness: 12mm Groove ____2mm_____ Fillet ____N/A___ Size: ______________

Diameter (Pipe)__N/A___________________________ Type: ______________

FILLER METALS TECHNIQUE

AWS Specification____A 5.4__________________________ Stringer or Weave Bead: ______A lo largo (stringer)_______

AWS Classification _____E 308L - 16________________________ Multi-passxorxSinglexPassx(perxside)__Multipasada______

NumberxofxElectrodes_____8______________________

Electrode Spacing Longitudinal ___N/A_________

SHIELDING

Lateral________N/A_________

Angle ________N/A_________

Flux ________N/A___________ Gas _______N/A__________

Composition ____N/A______ Contact Tube to Work Distance _N/A___________________

Electrode-Flux (Class)_____ Flow Rate ____N/A________ Peening ____N/A__________________________________

_________Rutílico______ Gas Cup Size __N/A_______ Interpass Cleaning: ____Escoria Removida______________

PREHEAT POSTWELD HEAT TREATMENT

Preheat Temp., Min. __N/A_____________________ Temp. ____N/A_________________________________

Interpass Temp., Min. __N/A______ Max. ___N/A____ Time _____N/A_________________________________

WELDING PROCEDURE

Pass or

Weld

Layer(s) Process

Filler Metals Current

Volts

Travel

Speed Joint Details Class Diam.

Type &

Polarity

Amps or Wire

Feed Speed

1-n (3) SMAW E308L-16 1/8” y

5/32”

DC + 130 Amps

±10%

35 2.5

mm/s

31





Identification # _2_______________________________








Backing: Yes No
















SHIELDING

Lateral________N/A_________

Angle ________N/A_________

Flux ________N/A___________ Gas _______N/A__________





Preheat Temp., Min. __250°C_, 5 min._____________________ Temp. ____N/A_________________________________

Interpass Temp., Min. __250°C______ Max. ___300°C____ Time _____N/A_________________________________

WELDING PROCEDURE

Pass or

Weld

Layer(s) Process


Volts

Travel


Type &

Polarity

Amps or Wire

Feed Speed

1-n (3) SMAW E308L-16 1/8” y

5/32”

DC + 125 Amps

±10%

37 2.5

mm/s

32





Identification # _3_______________________________








Backing: Yes No
















SHIELDING

Lateral________N/A_________

Angle ________N/A_________

Flux ________N/A___________ Gas _______N/A__________





Preheat Temp., Min. __400°C_, 5 min._____________________ Temp. ____N/A_________________________________

Interpass Temp., Min. __400°C______ Max. ___450°C____ Time _____N/A_________________________________

WELDING PROCEDURE

Pass or

Weld

Layer(s) Process


Volts

Travel


Type &

Polarity

Amps or Wire

Feed Speed

1-n (3) SMAW E308L-16 1/8” y

5/32”

DC + 115 Amps

±10%

40 2.5

mm/s

33

6.4 MICROSCOPÍA ÓPTICA MATERIAL BASE

6.4.1 Microscopía material base para los tres procesos

Tabla 9 Micrografías del metal base de cada proceso finalizado

SIN TRATAMIENTO + SOLDADURA

TEMPLE A 750°C + PRECALENTAMIENTO A

250°C + SOLDADURA

TEMPLE A 750°C + PRECALENTAMIENTO A

400°C + SOLDADURA

500x 500x 500x

1000x 1000x 1000x

Fuente: Autor

Se evidencia una microestructura típica del acero AISI SAE 1045 para la micrografía del material base que no fue expuesto al tratamiento, fase ferrítica y perlítica respectivamente.

Para el proceso de temple con precalentado a 250°C se observa la fase martensítica característica de los aceros templados debido a las altas velocidades de enfriamiento, los resultados promedios obtenidos de dureza Vickers son de 615 HV.

En el último proceso nos encontramos con una microestructura de martensita revenida, los valores de microdureza promedio para la zona oscura están en 435 HV, esta microestructura bifásica fina se caracteriza por sus finas partículas de cementita en una matriz de la fase ferrítica, esto debido a una alta temperatura de precalentamiento y una baja velocidad de enfriamiento después de la soldadura.

34

6.4.2 Inclusiones

La norma ASTM E4513 basada en el análisis morfológico y no específicamente en la composición química de las inclusiones, las clasifica en cuatro categorías, Tipo A-Sulfuro, Tipo B-Alumina, Tipo C-Silicato y D-Globular; Las inclusiones de tipo A y C son muy similares en tamaño y forma. Por lo tanto, la identificación de estos tipos se da mediante técnicas metalográficas. Los de Tipo A-Sulfuro son de color gris claro mientras que el tipo C-silicato es de color negro. También les asigna un grado de severidad que tiene un rango de 0 a 5 en intervalos de 0.5 según su tamaño en micras a 1x, siendo 5 el máximo grado de severidad con una longitud de 2230 micras.

Tabla 10 Sulfuros de Manganeso

SIN TRATAMIENTO

CON ATAQUE SIN ATAQUE

500x 500x

PRECALENTADO A 250°C


500x 500x

13 ASTM E-45 (2005), Standard Test Methods for Determining the Inclusion Content of Steel.

35



500x 500x

Fuente: Autor

Según la información suministrada por la norma y las características de las inclusiones presentes en el material, se clasifican en inclusiones de tipo A 1 (sulfuro en el rango de longitud de 37 a 127 micras). Estos sulfuros se segregan hacia los espacios interdendríticos debido al efecto del laminado, alineándose en la dirección del conformado.

6.5 ENSAYO DE TENSIÓN

Para que el ensayo de tensión sea válido los especímenes fallados deben cumplir ciertas condiciones, para ello el código ASME en la sección IX parte QW – 153.1 establece:

QW – 153 CRITERIOS DE ACEPTACIÓN / ENSAYO DE TENSIÓN

QW-153.1 Resistencia de Tensión.

Para pasar la prueba de tensión, el espécimen tendrá una resistencia de tensión que no sea menor que:

(a) La mínima resistencia de tensión especificada del metal base, o

(b) La mínima resistencia de tensión especificada del material más débil de los dos, si se usan metales base de resistencias de tensión mínima diferentes; o

(c) La mínima resistencia de tensión especificada del metal de soldadura cuando la Sección aplicable da disposiciones para el uso de metal de soldadura que tiene resistencia a temperatura ambiente inferior que el metal base;

(d) Si el espécimen se rompe en el metal base afuera de la soldadura o de la línea de fusión la prueba será aceptada como que satisface los requerimientos,

36

siempre y cuando la resistencia no esté más del 5% abajo de la mínima resistencia de tensión especificada del metal base.14

Los valores obtenidos de los ensayos de tensión se encuentran registrados en la siguiente tabla.

Tabla 11 Resultados del ensayo de tensión

ESFUERZO DE

FLUENCIA Sy [Mpa]

ESFUERZO MÁXIMO

Smax [Mpa]

ESFUERZO ULTIMO

DE TENSIÓN Sut [Mpa]

DEFORMACIÓN [%]

SMAW 1 /Sin tratamiento

445 545 482 0,073

SMAW 2 /Sin tratamiento

425 548 515 0,067

SMAW 1 / Precalentamiento

a 250°C 421 646 602 0,047


a 250°C 430 650 597 0,049


a 400°C 494 622 547 0,064


a 400°C 475 619 563 0,06

Fuente: Autor

La norma AWS D1.4/D1.4M:2011 establece que para este tipo de ensayos la muestra mínima debe ser de dos especímenes, A continuación, se anexan las gráficas de Esfuerzo Vs. Deformación de las probetas que fueron falladas para los tres procesos.

14 ASME QW – 153 (1998), Acceptance criteria – tension tests, tensile strength ASME (Section

IX)

37

Figura 25 Gráfica Esfuerzo Vs. Deformación- SMAW- sin tratamiento 1

Fuente: Autor

Figura 26 Gráfica Esfuerzo Vs. Deformación- SMAW- sin tratamiento 2

Fuente: Autor

38

Figura 27 Gráfica Esfuerzo Vs. Deformación- SMAW- Precalentamiento a 250°C 1

Fuente: Autor


Fuente: Autor

39


Fuente: Autor


Fuente: Autor

40

Con los criterios anteriormente descritos se deduce que todos los especímenes fallados son válidos, lo que quiere decir que la veracidad de los datos es confiable. Se puede relacionar un comportamiento de los valores obtenidos en la curva Esfuerzo deformación y la microestructura del material.

Según la tabla y el semáforo de colores un proceso de soldadura con un precalentamiento de 400°C es beneficioso debido a que mejora sus propiedades en la zona elástica del material (Límite de fluencia), esta microestructura de martensita revenida es mucho más homogénea aumentando propiedades de esfuerzo máximo y esfuerzo de rotura sin sacrificar considerablemente la tenacidad del material.

El precalentado a 250°C, aunque aumenta considerablemente el esfuerzo máximo y de rotura, por el hecho de tener una característica microestructural martensítica que aduce a un material más resistente pero más frágil, disminuye la zona elástica y plástica del material lo que se traduce en un material menos dúctil y tenaz.

6.6 IMPACTO

Los resultados obtenidos para los ensayos de impacto Charpy varían con la microestructura obtenida después del proceso de precalentamiento y soldadura. En la siguiente tabla se ven reflejados los resultados de cada ensayo y el promedio de cada probeta.

Tabla 12 Energías absorbidas

PROCESO ENERGÍA

ABSORBIDA [J]

ENERGÍA ABSORBIDA PROMEDIO

[J]

ENERGÍA

ABSORBIDA MATERIAL

BASE RANGO [J]

ENERGÍA

ABSORBIDA MATERIAL DE APORTE RANGO [J]

Probetas sin tratamiento

43,963

17 - 25

40 - 100

55,639 49,383

48,549

probetas con tratamiento +

precalentamiento a 250°C

33,313

39,687 35,269

32,809

41

Probetas con Tratamiento +

precalentamiento a 400°C

40,349

48,713 44,784

45,289

Fuente: Autor

Teniendo en cuenta que el promedio más alto de energía absorbida se presentó en el material normalizado, se puede deducir que las muestras que se sometieron a tratamiento térmico de temple a temperatura intercrítica + precalentado debido al aumento considerable en su dureza se han fragilizado. Las soldaduras depositadas para los tres procesos han aumentado la capacidad de absorción de energía, debido a la combinación de propiedades con el material de aporte.

Se observa que según aumenta la temperatura de precalentamiento, el material se vuelve dúctil y tiende a absorber una mayor cantidad de energía en el momento del impacto. Los resultados obtenidos se pueden relacionar con las imágenes de la microscopía óptica en las muestras obtenidas del material base después de los procesos de soldadura.

Se evidencia que la microestructura martensítica a 250°C es mucho más dura y por consiguiente frágil, mientras tanto, el proceso de precalentamiento a 400°C + soldadura ha logrado reducir las tensiones internas del material obteniendo una microestructura más homogénea aumentando la ductilidad del material.

6.7 MICROGRAFÍAS

A continuación, se encuentran de derecha a izquierda las micrografías a 50 aumentos desde el material de aporte.

Tabla 13 Zona afectada por el calor de los tres procesos

SIN TRATAMIENTO

MATERIAL BASE

ZONA INTERCRÍTICA Y/OPARCIALMENTE TRANSFORMADA

ZONA DE DISOLUCIÓN SÓLIDA

MATERIAL DE APORTE

42

50x 50x 50x


MATERIAL BASE ZONA INTERCRÍTICA Y/OPARCIALMENTE

TRANSFORMADA


MATERIAL DE

APORTE

50x 50x 50x


MATERIAL BASE

ZONA INTERCRÍTICA Y/OPARCIALMENTE

TRANSFORMADA


MATERIAL DE APORTE

50x 50x 50x

Fuente: Autor

En comparación con la micrografía del material base se observa que el tamaño de grano en la zona de disolución sólida de las probetas precalentadas a 400°C es mucho más pequeño, esto se puede relacionar con el esfuerzo de fluencia para este proceso de soldadura que es mayor al de los otros dos, debido a su microestructura pequeña el área de la interfase es más grande generando más espacio para el deslizamiento y las dislocaciones del grano. Sucesivamente el tamaño de grano se agranda cuando disminuye la temperatura de precalentamiento, bajando con ello el límite de fluencia para las otras dos juntas.

43

Los valores más altos de esfuerzo máximo y esfuerzo último de tensión se obtuvieron para la junta con precalentamiento a 250 °C, encontramos en la zona intercrítica o parcialmente transformada un tamaño de grano pequeño y homogéneo sin un cambio brusco en la microestructura cuando existe cambio de zona.

Tabla 14 Granos en la zona de disolución sólida

SIN TRATAMIENTO PRECALENTADO A 250°C


500x 500x 500x

Fuente: Autor

La muestra sin tratamiento presenta mayor cantidad de ferrita alotriomórfica, esta crece en los bordes de grano grande de perlita debido a que esta ofrece una menor barrera para la nucleación, también es el único proceso donde se observa widmanstatten debido a que esta crece a partir de la ferrita alotriomórfica por los largos periodos de enfriamiento. Para el precalentado a 400°C se evidencia una estructura de grano más fino debido a que esta temperatura está por encima de Ms, la energía y el periodo de enfriamiento no son lo suficientemente altos para crear granos de ferrita alotriomórfica y posteriormente widmanstatten.

6.8 MICRODUREZA

La toma de datos para el perfil de Microdurezas se realiza en la zona afectada por el calor, en esta zona particularmente se origina la falla de un elemento cuando es sometido a diferentes esfuerzos; debido a que en ella se encuentra una microestructura con fase clara y fase oscura, se hace énfasis en tomar los datos en la fase oscura (Perlita) para tener validez en el perfil.

44

Figura 31 Perfiles de microdureza de la ZAC

SIN TRATAMIENTO

CON PRECALENTAMIENTO A 250°C

CON PRECALENTAMIENTO A 400°C

Fuente: Autor

Los valores de microdureza del material de aporte son más altos que los valores obtenidos en la zona de disolución sólida para los tres procesos, estos son tomados desde el centro hasta el extremo de la soldadura. El proceso que no tiene tratamiento tiene una zona de disolución sólida mucho más homogénea que los otros dos, las muestras que fueron sometidas a precalentamiento presentan justo en la unión soldada un decrecimiento de microdureza seguido de un aumento considerable en ella.

Mientras que en el proceso sin tratar se observa que la microdureza tiene tendencia decreciente, característica de una microestructura con más cantidad de ferrita (microconstituyente blando) y tamaño de grano más grande, en los otros dos especialmente en el de precalentado a 250°C se observa una tendencia creciente debido a la reducción del tamaño de grano característico de un microconstituyente más duro. Cuando se somete a un precalentamiento de 250°C se observa que la transición de la zona intercrítica al material base es más suave mientras que a 400°C la zona intercrítica cuenta con picos mucho más altos, haciendo que la transición de esta zona al material base sea más abrupta.

45

7. CONCLUSIONES

➢ El precalentamiento a 400 °C es el más beneficioso para la soldabilidad

de este tipo de acero ya que aumenta el valor del límite de fluencia de la

Junta, presenta mejores propiedades elásticas lo que propicia el aumento

de los valores de esfuerzo máximo y esfuerzo de rotura sin sacrificar

considerablemente la tenacidad de la unión soldada.

➢ El precalentamiento a 250°C, aunque aumenta el valor de esfuerzo

máximo y de rotura, influye negativamente en la soldabilidad de este tipo

de acero debido a que disminuye la zona elástica y plástica de la junta, lo

que se traduce en un material menos dúctil y tenaz.

➢ Los precalentamientos a 250°C y 400°C afectan la soldabilidad de este

acero ya que la energía absorbida al impacto es más alta para el material

en estado de suministro, se puede inferir que a medida que aumenta la

temperatura de precalentamiento, el material se vuelve dúctil y tiende a

absorber una mayor cantidad de energía en el momento del impacto.

➢ La temperatura de precalentamiento que ofrece las mejores

características de soldabilidad relacionadas con la ZAC es la de 400°C,

debido a una microestructura aledaña al material de aporte más resistente

y más homogénea en el resto de su extensión.

46

8. TRABAJOS FUTUROS Y RECOMENDACIONES

➢ Los estudios realizados se hicieron para una temperatura intercrítica de

temple media, entre 𝐴𝐶1 𝑦 𝐴𝐶3, se recomienda realizar estudios con

temperaturas cercanas a estos valores, o bien superior e inferior.

➢ En el diagrama de proceso deben ser tenidos en cuenta los métodos de

obtención de las probetas de tensión e impacto.

➢ Se recomienda realizar estudios de fractografía de las probetas para

correlacionar la investigación con análisis de falla futuros.

➢ Los estudios se pueden realizan en diferentes sentidos de laminación

para realizar un comparativo de la influencia de precalentamiento en estas

juntas soldadas.

➢ Se debe contar con mano de obra calificada para la aplicación de los

cordones de soldadura, las variables como velocidad y temperaturas de

precalentamiento deben ser tenidas en cuenta para la implementación en

la industria.

➢ La veracidad de las conclusiones depende del tamaño de la muestra.

47

9. BIBLIOGRAFÍA

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estudio de soldabilidad en uniones soldadas. Pág. 4 2013

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technologies. United States of America : Taylor and Francis Group Llc,

2006. pág. 13-17, 122, 162.

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Pág 41

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04.html

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Hardness and Rockwell Superficial Hardness. ASTM (Vol. 1).

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• ASTM International. (2011). Standard Guide for Preparation of

Metallographic Specimens. ASTM (Vol. 1)

• ASTM International. (2002). Standard Thest Method for

Microindentation Hardness of Materials. ASTM (Vol. I).

• ASTM A29 / A29M-16 International (2016), Standard Specification for

General Requirements for Steel Bars, Carbon and Alloy. ASTM (Vol.

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Points of Steel. Metal Science and Heat Treatment, 26:1-2, 1984, 27-

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• ASTM E-45 (2005), Standard Test Methods for Determining the

Inclusion Content of Steel.

• ASME QW – 153 (1998), Acceptance criteria – tension tests, tensile

strength ASME (Section IX)

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