Paper Transformaciones de La Microestructura de La Fundición Gris Perlítica Producidas Durante La...

REVISTA FACULTAD DE MECÁNICA-ESPOCH, Vol. 1, No. 1, 2014

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TRANSFORMACIONES DE LA MICROESTRUCTURA DE LA

FUNDICIÓN GRIS PERLÍTICA PRODUCIDAS DURANTE LA

SOLDADURA SMAW

Darwin Córdova Chulde

Facultad de Mecánica, ESPOCH, Riobamba, Ecuador

Autor para correspondencia: [email protected]

RESUMEN La soldadura y las modificaciones de la microestructura en el metal base de la fundición gris perlítica

clase 30 fueron investigadas para un rango de temperaturas de precalentamiento usando electrodos de

níquel y níquel-hierro. El proceso de soldadura SMAW (Shielded Metal Arc Welding) fue usado para

producir cordones de soldadura sobre placas de metal base. Técnicas de metalografía óptica y ensayo

de Microdureza Vickers fueron empleados para caracterizar y cuantificar las variaciones de

microestructura y dureza en el metal base. Un estudio macroscópico fue necesario para identificar las

zonas metalúrgicas en la zona afectada térmicamente (ZAT) y registrar la geometría del poso de

soldadura. Además, un modelo matemático fue usado para comparar los resultados analíticos con los

obtenidos experimentalmente y también, para determinar con mejor precisión el ancho de la ZAT. La

formación de productos duros y frágiles tales como Cementita y Martensita se evidenció en las

cercanías de la intercara. Se observó que la cantidad de estas fases duras disminuye para los cupones

soldados a mayores temperaturas de precalentamiento. Los valores de microdureza a lo largo de la

ZAT evidencian que mayores cantidades de fases duras se forman en el metal base cuando se aplican

menores temperaturas de precalentamiento. Adicionalmente, el ancho de la ZAT se incrementa con el

aumento de la temperatura de precalentamiento. Los resultados del estudio indicaron que el uso de

electrodos de níquel produce una ZAT más estrecha y menores cantidades de fases duras tales como

Martensita y Cementita si se compara con la correspondiente a la ZAT de soldaduras realizadas con

electrodos de níquel-hierro. Esto resulta debido a que se requiere una menor entrada de calor para la

soldadura con electrodos de níquel comparada con la soldadura con electrodos de níquel-hierro.

Palabras clave: Fundición gris, soldadura SMAW, zona afectada térmicamente, soldabilidad,

precalentamiento.

ABSTRACT

The welding and the modification of the microstructure on the base metal of the perlitic gray cast iron

type 30 were investigated for a pre-heating range of temperature using high nickel and nickel-iron

electrodes. The Shielded Metal Arc Welding procedure was used for producing bead on plate welds on

the base metal. Techniques of optical metallography and micro-hardness Vickers testing were

employed to characterize and quantify the variations of the microstructure and hardness of the base

metal. A macroscopic study was necessary to identify the metallurgical zones of the heat affected zone

of the weld and register the weld pool geometry. Furthermore, a mathematical model was used to

compare the analytic results with those obtained from the experiments and also, to determine with

improved precision, the width of the Heat Affected Zone (HAZ). The formation of hard and fragile

products such as Cementite and Martensite were found in the surroundings of the fusion line. It was

observed that the amount of these hard phases, diminished in the welding coupons with high

temperatures of pre heating. The values of micro-hardness along the HAZ (Heat Affected Zone)

showed that a higher amount of hard phases were formed in the base metal when lower pre-heating

temperatures were applied. In addition, the width of the HAZ increased when the pre-heating

temperature was increased. The results of this study indicated that the use of nickel electrodes produce

a narrower HAZ (Heat Affected Zone) and fewer amounts of hard phases such as Martensite and

Cementite when they are compared with that of weld made with nickel-iron electrodes. These result

because the lower heat input applied for the welding with nickel electrodes compared with that for the

welding with nickel-iron electrodes.

Keywords: Gray cast iron, SMAW welding, heat affected zone, weldability, pre-heating.


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1. INTRODUCCIÓN

Actualmente se dispone de una variedad

de procesos de soldadura y materiales de

aporte para la reparación por soldadura de

fundiciones, ya sea por defectos de fundición,

defectos de maquinado o reparación de

fundiciones que han estado en servicio. Sin

embargo la soldadura SMAW le ha ganado

espacio a los otros procesos de soldadura, junto

con los materiales de aporte en base níquel y

hierro-níquel, principalmente por la

disponibilidad del equipo, material y personal.

Actualmente existe una gran variedad de

fundiciones con propiedades y aplicaciones

diferentes, obtenidas principalmente a partir de

nuevas aleaciones y tratamientos térmicos,

donde la mayoría es fundición gris.

(AMERICAN SOCIETY OF MATERIALS,

1998)

La fundición gris es de gran utilidad en

ciertas partes mecánicas debido a sus

propiedades, que en ciertos casos son

insustituibles por otros materiales, las piezas

de fundición gris como todo elemento

mecánico expuesto a un trabajo continuo,

tienden a deteriorarse e incluso llegar a fallar,

por lo tanto hay que recurrir a procesos de

reparación, como la soldadura, que puede

resultar más viable que realizar una nueva

fundición por la complejidad de las piezas y el

costo que representa fundir una sola pieza.

(RODRIGUEZ, 1983)

Este estudio analiza las transformaciones

microestructurales del metal base de la

fundición gris perlítica clase 30 mediante el

proceso de soldadura SMAW (Shielded Metal

Arc Welding) y con el uso de electrodos de

níquel (ENi-CI) y electrodos de níquel-hierro

(ENiFe-CI) para un rango de temperatura de

precalentamiento, observando variaciones en

cuanto a la morfología del grafito en las

cercanías de la intercara y variaciones en la

microestructura de la matriz para una zona más

ancha dependiendo de la temperatura de

precalentamiento, así también se midieron

variaciones importantes de dureza

principalmente en la zona afectada

térmicamente.

2. MÉTODO Y MATERIALES

Para el desarrollo de la presente investigación

se hizo uso de laboratorios, materiales y

equipos disponibles en la Facultad de

Mecánica.

El material en estudio corresponde a una

fundición gris clase 30, la cual se obtuvo en el

taller de fundición mediante el colado de

material fundido en moldes de arena, a partir

de los que se extrajeron los cupones con la

configuración mostrada en la figura 1, para una

longitud máxima de 10cm ya que la AWS

D11.2 recomienda no hacer deposición de

cordones más grandes con la finalidad de

evitar sobrecalentamientos excesivos en el

metal base que conlleven al agrietamiento.

(ANSI/AWS, 1997)

Figura 1. Configuración de los cupones de

soldadura

La geometría de la sección transversal de

los cupones se muestra en la figura 2, con una

junta de ranura en “V” a 90°, considerando

como una junta para soldadura a tope en

posición plana (G1) y una profundidad de

3mm para facilitar la deposición del cordón

con una sola pasada.

Figura 2. Geometría de la sección transversal

Para el desarrollo de la investigación se

eligió el proceso de soldadura SMAW

(Shielded Metal Arc Welding), debido a la

disponibilidad del equipo, materiales de aporte

y personal calificado.

Los parámetros de la máquina soldadora

se mantuvieron constantes durante el

desarrollo de la soldadura, para un voltaje de

alimentación de 220V y un amperaje nominal

[mm]


3

de 90A, seleccionados a partir de las

recomendaciones hechas por el fabricante de

los electrodos.

Antes de realizar las operaciones de

soldadura se preestablecieron dos

procedimientos de soldadura para cada tipo de

electrodo y para un rango de temperaturas de

precalentamiento de 100°C, 200°C, 300°C y

400°C, con la finalidad de observar la

influencia en los cambios microestructurales.

En la tabla 1 se muestran las

especificaciones principales del procedimiento

de soldadura, entre los que constan las

propiedades del metal de aporte, técnica o

proceso de soldadura, características eléctricas

de la máquina soldadora.

Más adelante se detallan las propiedades

del metal base, que para el efecto de que ya se

conozcan preliminarmente también deben ser

detalladas en el procedimiento de soldadura.

Tabla 1. Procedimiento de soldadura Especificaciones del procedimiento de soldadura (WPS)

según ASME IX

Especificación del procedimiento de soldadura (WPS)

Fecha: 14 de Enero del 2014

Proceso de soldadura: SMAW

Tipo (s): Automático ( ) Manual (X)

Metal de aporte en base níquel

Número de Especificación (SFA): SFA – 5.15

Número AWS (clase): E Ni-Cl

Diámetro: 3.25 mm

Composición química y propiedades: 0.5%C - 3%Fe - Ni

(Resto)

Marca: Lincoln (GRICAST 1)

Metal de aporte en base níquel-hierro

Número de Especificación (SFA): SFA – 5.15

Número AWS (clase): E NiFe-Cl

Diámetro: 3.25 mm

Composición química y propiedades: 0.65%C – 55%Ni –

resto(hierro)

Marca: Lincoln (GRICAST 31)

Técnica

Cordón longitudinal o en vaivén: Longitudinal

Limpieza inicial y entre pases: cepillado

Paso múltiple o paso simple: paso simple (un lado)

Electrodo múltiple o simple: electrodo simple

Martillado: Si

Velocidad de recorrido (orden de): Tabla 6

Técnica: En arrastre

Ángulo: 80°

Posición de soldadura: 1G

Temperatura: 20oC-400°C

Características eléctricas

Corriente: AC ( ) DCEN () DCEP ( X )

Voltaje de alimentación: 220V

Amperaje nominal: 90A

Técnicas de metalografía óptica, ensayos

de microdureza Vickers y ensayos mecánicos

fueron empleados para caracterizar el metal

base y cuantificar las variaciones

microestructurales producidas por efecto de la

soldadura.

3. RESULTADOS

Microestructura del metal base

Con la finalidad de cuantificar las variaciones

microestructurales producidas por la soldadura,

preliminarmente se hizo la caracterización

metalográfica del grafito presente en el

material base siguiendo las especificaciones de

la ASTM E3-95.

Figura 3. Morfología del grafito

La figura 3 muestra la morfología del

grafito presente en la fundición gris, la cual fue

observada sin ataque químico y a una

ampliación de 100x, considerando un área de

análisis de 0.5mm2.

De acuerdo con la ASTM A247, la

morfología del grafito corresponde a hojuelas

de un tamaño variable y orientación al azar

(forma VII con distribución C), por medio de

un análisis de imagen mediante el Clemex

Vision PE Software se estimó un tamaño

promedio de las hojuelas de 44μm, designando

al grafito como VIIC6, que corresponde a

hojuelas de gratito de un tamaño comprendido

entre 30 y 60μm.

En segunda instancia se hizo una

caracterización en cuanto a la matriz, para lo

cual se procedió a revelar la microestructura

usando como reactivo químico (nital 2%) de

acuerdo con la ASTM E407 – 07E1

durante un

tiempo aproximado de 30 segundos.


4

Figura 4. Fundición gris atacada con nital 2%

a 500x

La figura 4 muestra la matriz de la

fundición gris con presencia de grafito (G),

perlita gruesa (PG), muy poca cementita (Fe3C)

y partículas de sulfuro de manganeso (MnS). A

partir de los microconstituyentes se hizo una

estimación aproximada del porcentaje de

carbono, así también mediciones de dureza

Brinell de acuerdo con la ASTM E10 y ensayo

de tensión para una probeta estándar de

acuerdo con las especificaciones de la ASTM

E8/E8M-09, mostrando los resultados en la

tabla1.

Tabla 2. Evaluación del metal base Designación

del grafito:

VIIC6 ASTM A247

Tamaño: 30-60 µm

Matriz: Perlita laminar

Cementita (Fe3C)

Grafito(hojuelas)

Estimación del %C

4,304%

Dureza: 227.6 HBW 2.5/187.5

Resistencia a

la tracción: 2327kg/cm2 (ASTM clase 30)

Aporte de calor

Un parámetro altamente influyente en las

modificaciones microestructurales durante la

soldadura es la cantidad de calor aportado,

cuyo valor se puede encontrar a partir de la ec.

(1).

𝐻𝑛 =𝑓1 ∗ 𝐸 ∗ 𝐼

𝑣 (1)

Donde:

Hn: Flujo de calor por unidad de longitud en

Julios/mm

f1: Eficiencia del proceso de soldadura

E: Voltaje en voltios

I: Intensidad de corriente en amperios

v: Velocidad de soldeo en mm/s

Los resultados del aporte de calor para

cada proceso de soldadura se indican en las

tablas 3 y 4, los valores de voltaje, intensidad

de corriente y velocidad de soldeo se

obtuvieron durante el desarrollo de las

soldaduras.

Tabla 3. Parámetros de soldadura obtenidos

con electrodo (ENi-Cl)

Cupón 𝑇𝑜(°𝐶) 𝑓1 E(V) I(A) 𝑣(𝑚𝑚

𝑠) 𝐻𝑛(

𝐽

𝑚𝑚)

1 20 0.8 26 95 4.30 459.53

2 100 0.8 19 119 4.08 443.33

3 200 0.8 18 110 3.70 428.11

4 300 0.8 18 109 3.74 419.68

5 400 0.8 16 118 4.18 361.34

Tabla 4. Parámetros de soldadura obtenidos

con electrodo (ENiFe-Cl)

Cupón 𝑇𝑜(°𝐶) 𝑓1 E(V) I(A) 𝑣(𝑚𝑚

𝑠) 𝐻𝑛(

𝐽

𝑚𝑚)

6 20 0.8 23 101 3.96 469.29

7 100 0.8 21 110 4.08 452.94

8 200 0.8 20 100 3.62 441.99

9 300 0.8 20 95 3.56 426.97

10 400 0.8 21 98 4.33 380.23

Microestructura postsoldadura

Como producto de la soldadura se observaron

cambios importantes en cuanto a la morfología

del grafito en las cercanías de la intercara, así

también variaciones microestructurales en la

microestructura de la matriz para zonas más

amplias conforme la operación de soldadura se

realizó a mayores temperaturas de

precalentamiento.

Figura 5. Morfología del grafito en la intercara

para la soldadura sin precalentamiento a 100x

Para los cupones soldados sin

precalentamiento previo se evidenció la

presencia de gran cantidad de grafito

distribuido a manera de rosetas o grafito VIIB

según la ASTM A247, tal y como se muestra

en la figura 5 para la soldadura con electrodo

de níquel, mientras que para los cupones

G

PG

Fe3C MnS


5

soldados a mayor temperatura de

precalentamiento hay una gran tendencia a la

formación de grafito con una distribución

interdendrítica o grafito VIID, tal y como se

muestra en la figura 6.

Figura 6. Morfología del grafito en la intercara

para la soldadura a una temperatura de

precalentamiento de 400°C a100x

De forma muy parecida se dieron los

resultados para la soldadura con electrodo de

níquel-hierro. Las tablas 5 y 6 muestran los

resultados de la evaluación de la morfología

del grafito para cada procedimiento de

soldadura y en dos zonas de interés como son

la raíz de la soldadura que se considera como

la zona con mayor aporte de calor y la zona de

unión entre la cara de la soldadura y el metal

base (pie de la soldadura) que se considera

como una zona que experimenta un

enfriamiento rápido.

Tabla 5. Morfología del grafito para la

soldadura con electrodo de níquel Zona Designación

Cupón 1 (To = 20°C, Hn = 459.53J/mm)

Unión con la cara de la

soldadura 30%VIIB + 70%VIIC

Intercara en la raíz 20%VIIB + 80%VIIC

Cupón 2 (To = 100°C, Hn = 443.33J/mm)


soldadura 95%VIIC + 5%V

Intercara en la raíz 80%VIIC + 20%VIID

Cupón 3 (To = 200°C, Hn = 428.11J/mm)


soldadura 95%VIIC + 5%V

Intercara en la raíz 70%VIIC+20%VIID+10%V

Cupón 4 (To = 300°C, Hn = 419.68J/mm)


soldadura 70%VIIC + 30%VIID


Cupón 5 (To = 400°C, Hn = 361.34J/mm)


soldadura 80%VIIC + 20%VIID


Tabla 6. Morfología del grafito para la

soldadura con electrodo de níquel-hierro Zona Designación

Cupón 6 (To = 20°C, Hn = 469.29J/mm)


soldadura

100%VIIC

Intercara en la raíz 95%VIIC + 5%V

Cupón 7 (To = 100°C, Hn = 452.94J/mm)


soldadura

85%VIIC+10%VIID+5%V


Cupón 8 (To = 200°C, Hn = 441.99J/mm)


soldadura

60%VIIC+30%VIID+10%V

Intercara en la raíz 50%VIIC+45%VIID +5%V

Cupón 9 (To = 300°C, Hn = 426.97J/mm)


soldadura

75%VIIC+15%VIID

+10%V


Cupón 10 (To = 400°C, Hn = 380.23/mm)


soldadura

60%VIIC+40%VIID+10%V


En segunda instancia se realizó una

evaluación de las variaciones

microestructurales producidas en la matriz,

notando que estas se producen para zonas

mayores en comparación con as zonas de

cambio en la morfología del grafito.

La matriz mostró cambios significativos

para los cupones sin precalentamiento previo,

evidenciando una presencia masiva de

microconstituyentes de alta dureza como son la

Cementita (Fe3C) y Martensita (Ms) en las

cercanías de la intercara, mientras que a mayor

temperatura de precalentamiento estas fases

aparecen en menor cantidad y aumenta la

presencia de fases como perlita fina y perlita

globular a medida que se aleja de la intercara.

En resumen las transformaciones

microestructurales observadas muestran una un

cambio a partir de perlita gruesa en el metal

base, que pasa a cementita y martensita en la

intercara, luego aparece perlita fina y perlita

globular y finalmente se llega nuevamente a la

microestructura de la matriz inicial compuesta

principalmente por perlita gruesa.

Las transformaciones anteriormente

indicadas ocurren para todos los cupones, la

principal diferencia radica en la proporción y

la distancia a partir de la intercara en la que

aparecen. Las figuras 7-10 muestran los

cambios de microestructura experimentados

por la soldadura con electrodo de níquel para el

cupón sin precalentamiento previo.


6

Figura 7. Cupón 1. Fotomicrografía en la

intercara a 500x

La figura 7 muestra una abundante

presencia de martensita Ms, cementita Fe3C,

perlita fina PF en menor cantidad, poco grafito

G y partículas de sulfuro de manganeso MnS.

Figura 8. Cupón 1. Fotomicrografía a 700µm

de la intercara a 500x

La figura 8 muestra láminas de grafito G y

partículas de sulfuro de manganeso MnS en

una matriz con abundante presencia de

martensita Ms y perlita fina PF en menor

cantidad.

Figura 9. Cupón 1. Fotomicrografía a 1050µm

de la intercara a 500x

La figura 9 muestra láminas de grafito G y

partículas de sulfuro de manganeso MnS en

una matriz con abundante presencia de perlita

globular PGl, una moderada presencia de perlita

fina PF, zonas aisladas de martensita Ms y

cementita Fe3C.

Figura 10. Cupón 1. Fotomicrografía a

1400µm de la intercara a 500x

La figura 10 muestra una matriz semejante la

del metal base con hojuelas de grafito G y

partículas de sulfuro de manganeso MnS

dispersas en una matriz predominantemente

perlítica PG y muy poca cementita Fe3C.

Microdureza

Con la finalidad de relacionar los

microconstituyentes con las propiedades

mecánicas de la junta, se hizo mediciones de

microdureza Vickers con una carga de 300g a

partir de la intercara hacia el metal base para

las zonas libres de grafito de acuerdo con el

esquema de la figura 11.

Figura 11. Esquema para la medición de

microdureza Vickers

Las mediciones de microdureza revelaron

la presencia de microconstituyentes de gran

dureza en la intercara principalmente para los

cupones soldados sin precalentamiento previo,

mientras que para esta misma zona se reduce

significativamente la dureza para los cupones

soldados a la mayor temperatura de

precalentamiento, sin embargo la zona durante

la que el metal afectado por el calor presenta

valores mayores a la dureza promedio del

metal base es cada vez mas ancha.

Ms

PF

MnS

G

Ms

PF

MnS

G

Fe3C

Ms

PF

MnS

G

Fe3C PGl

PF

PG

MnS

G


7

En las figuras 12 y 13 se muestran los

perfiles de dureza suavizados para los cupones

soldados con electrodo de níquel y níquel-

hierro respectivamente.

Figura 12. Perfiles de microdureza para los

cupones soldados con electrodo de níquel

Figura 13. Perfiles de microdureza para los

cupones soldados con electrodo de Ni-Fe

La máxima dureza se alcanza en la

soldadura de los cupones sin precalentamiento

con valores de dureza cercanos a los 700HV,

mientras que los valores más bajos de dureza

se obtienen para los cupones soldados a mayor

temperatura de precalentamiento, alcanzando

máximos valores de dureza cercanos a los

400HV.

Geometría del poso de soldadura

La forma y tamaño del poso de soldadura es un

indicativo de la cantidad de calor aportado y de

este dependen en gran medida los cambios

microestructurales.

En las tablas 7 y 8 se muestran los valores

del tamaño del poso de soldadura junto con

datos de penetración, ancho y refuerzo de cada

poso de soldadura conforme con la figura 14,

así como también los porcentajes de dilución

estimados a partir de la ec. (2).

% Dilución =s

s + S∗ 100 (2)

Dónde:

S: Área total del poso de soldadura

s: Área del metal base fundido

Figura 14. Geometría del poso de soldadura

Tabla 7. Datos de la geometría del poso de

soldadura con electrodo de níquel

Cupó

n

An

cho (

mm

)

Pen

etra

ció

n

mm

)

Ref

uer

zo

(mm

)

𝑠 (𝑚

𝑚2

)

𝑆 (

𝑚𝑚

2)

% D

iluci

ón

1 7.5 3.01 1.62 2.59 19.55 11.70

2 9.2 3.09 1.25 7.27 23.77 23.42

3 10.1 3.05 1.63 7.34 26.16 21.91

4 9.3 3.27 1.37 11.50 27.10 29.79

5 8.2 3.78 1.27 13.22 27.18 32.72

Tabla 8. Datos de la geometría del poso de

soldadura con electrodo de níquel-hierro

Cupó

n

An

cho (

mm

)

Pen

etra

ció

n

(mm

)

Ref

uer

zo

(mm

)

𝑠 (𝑚

𝑚2

)

𝑆 (

𝑚𝑚

2)

% D

iluci

ón

6 7.2 3.65 2 8.62 28.30 23.35

7 8.3 3.32 1.76 7.58 25.28 23.07

8 10.5 3.46 1.68 12.96 34.67 27.21

9 9 3.57 1.35 11.48 28.67 28.59

10 9.8 4.13 1.25 16.96 34.00 33.28

4. DISCUSIÓN

El proceso de soldadura SMAW afecta

significativamente las propiedades

microestructurales de la fundición gris

principalmente para los cupones soldados a

bajas temperaturas de precalentamiento por la

generación de microconstituyentes duros y

frágiles que representan un serio problema para

la junta soldada.

La soldadura con electrodo de níquel

produce cordones de soldadura con menor

heterogeneidad en la transición del metal de

aporte y el metal base, reduciendo la presencia

de microconstituyentes duros y ensanchando la


8

zona dentro de la que se producen los cambios

microestructurales más importantes en relación

con la soldadura con electrodo de níquel-

hierro.

La soldadura a mayores temperaturas de

precalentamiento hace que el porcentaje de

dilución del metal base sea mayor, de ahí que

la zona afectada térmicamente ZAT sea

también mayor, sin embargo al tener ZAT más

anchas se evita la formación de

microconstituyentes de gran dureza y

fragilidad, lo que representa un problema

menos importante en las propiedades

mecánicas de la junta soldada.

Para el desarrollo de las soldaduras en las

mismas condiciones y con electrodos distintos,

resulta que el aporte de calor con el uso de

electrodos de níquel es menor que la cantidad

de calor cuando se usa electrodos de níquel-

hierro, de acuerdo al manual LILCOLN

ELECTRIC esta diferencia radica

principalmente en las características del

material de aporte. Los electrodos de níquel se

funden a temperaturas más bajas que los

electrodos de níquel–hierro por lo que se

requiere menos energía para lograr la

coalescencia entre el metal base y meta de

aporte, otro factor que influye en la cantidad de

calor aportado es la conductividad eléctrica

que es menor para los cupones de hierro-

níquel, provocando un recalentamiento mayor

del electrodo que se traduce en cantidades más

grandes de energía aportada a la soldadura.

La formación de microconstituyentes

duros y las variaciones en la morfología del

grafito se deben principalmente a la cantidad

de calor aportado y al ciclo térmico

experimentado durante la soldadura, si este es

ciclo experimenta altas velocidades de

enfriamiento se favorece la formación de

microconstituyentes duros tales como

cementita y martensita que aparecen en las

cercanías de la intercara, mientras que a mayor

distancia a partir de la intercara el ciclo

térmico es cada vez menos severo, para

temperaturas pico cada vez y velocidades de

enfriamiento cada vez menores.

Las variaciones microestructurales son

representativas manteniendo constantes los

parámetros de la máquina soldadora, de no ser

así las variaciones serían aún más notorias

debido a que la cantidad de calor es

proporcional a los valores de voltaje y

amperaje, y claro está a mayor aporte de calor

las variaciones son más acentuadas.

El uso de temperaturas de

precalentamiento mayores a los 400°C no es

muy recomendable en la soldadura de

fundición gris ya que ensancha la zona

afectada térmicamente y no se reduce en

mayor medida la presencia de martensita y

cementita en las cercanías de la intercara,

teniendo así una zona muy grande con

propiedades diferentes a las del metal base.

5. CONCLUSIONES

La morfología original del grafito sufre

variaciones principalmente en las cercanías de

la línea de fusión, pasando de grafito VIIC en

gran mayoría en el metal base a otras formas

de grafito como el VIIB que se presenta

principalmente para los cupones sin

precalentamiento y es más asentado en los

cupones soldados con electrodo ENi-Cl,

también aparece grafito VIID que es más

abundante conforme aumenta la temperatura

de precalentamiento y algunas partículas de

grafito V según la ASTM A 247.

Como producto de la soldadura la

fundición gris tiene alteraciones de la

microestructura inicial de la matriz, pasando

desde una matriz compuesta por perlita gruesa

y muy poca cementita a productos de alta

dureza como la cementita y martensita en las

cercanías de la línea de fusión, mientras que a

mayor distancia disminuyen estos productos

pasando por la presencia de perlita globular y

perlita fina hasta llegar al metal base no

afectado por el calor, además existe una

presencia mínima y en determinadas zonas de

microconstituyentes tales como steadita,

ledeburita y sulfuro de manganeso que

dependen principalmente de la presencia de

elementos aleantes como el fósforo y el azufre.

Las variaciones de microestructura traen

como consecuencia cambios en los valores de

dureza dentro de cada una de las zonas

generadas en la soldadura, teniendo los

microconstituyentes más cercanos a la línea de

fusión presentan los valores más altos de

dureza y van disminuyendo conforme se aleja

de la línea de fusión hasta alcanzar valores de

dureza cercanos a los del metal base.

Los valores del ancho de la ZAT tienen

ciertas variaciones de acuerdo con la


9

observación microscópica, según los perfiles

de microdureza y a partir del ciclo térmico, sin

embargo se mantiene una tendencia para los

tres casos a tener valores más grandes de la

ZAT conforme aumenta la temperatura de

precalentamiento, también se encontró que

para las mismas condiciones los valores de la

ZAT en los cupones soldados con electrodo

ENiFe-Cl son más grandes que los valores de

la ZAT en los cupones soldados con electrodo

ENi-Cl.

El porcentaje de dilución para los cupones

soldados con electrodo ENiFe-Cl es mayor que

para los cupones soldados con electrodo ENi-

Cl, y con ambos procedimientos de soldadura

se encontró que el porcentaje de dilución se

incrementa a mayor temperatura de

precalentamiento.

Los posos de soldadura obtenidos con

metal de aporte ENiFe-Cl resultaron ser más

grandes que los obtenidos en la soldadura con

metal de aporte ENi-Cl para las mismas

condiciones, lo que tiene estrecha relación con

la cantidad de calor aportado que también

resulta ser más grande para los cupones con

electrodo ENiFe-Cl como metal de aporte.

BIBLIOGRAFÍA

AMERICAN SOCIETY OF MATERIALS. (1998). Casting.

ASM Handbook Volume 15 (9th edition ed.). USA: ASM

International.

ANSI/AWS. (1997). Guide for Welding Iron Casting. ANSI/AWS

D11.2-89. Miami: American Welding Society.

LINCOLN ELECTRIC. (2012). Catálogo Electrodos

Revestidos. Caracas: Catalogos Venezuela.

RODRIGUEZ, O. (1983). Recuperación por soldadura de piezas

de hierros fundidos. Cuba.

Paper Transformaciones de La Microestructura de La Fundición Gris Perlítica Producidas Durante La...

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