#136 2013 soldar conarco · 2019. 1. 25. · #136|2013 soldar conarco estimados clientes, estamos...
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SOLDAR CONARCO#136|2013
SOLUCIONES GLOBALES PARA CLIENTES LOCALES, EN TODO LUGAR
Nuevos desarrollos en la soldadura de
llantas de automóvil
Nuevos desarrollos en la soldadura de
llantas de automóvil
Soldadura FCAW-G en aceros de alto carbono
y alta resistencia
Soldadura FCAW-G en aceros de alto carbono
y alta resistencia
Análisis comparativo de métodos para
evaluar el riesgo de HAC en metal de
soldadura de aceros estructurales de alta resistencia
Análisis comparativo de métodos para
evaluar el riesgo de HAC en metal de
soldadura de aceros estructurales de alta resistencia
Fuente inversora multiproceso de 400 y 500 Amp @60% Proyectada para soldadura GMAW (MIG), FCAW (alambres tubulares), MMA (electrodos revestidos), TIG y corte con Arc Air Los soldadores comunes van a trabajar. Los guerreros van a las batallas, y vos sos un guerrero – tenes la experiencia para probarlo. Ahora hay un equipo para soldar extraordinario que es tan robusto
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Buenos Aires(54 11) 4754 [email protected]
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Litoral(0341) 4252594 / 5347-4245567/0936 [email protected]
Nº 136 2013 3
Editorial
Publicación institucional de CONARCO Alambres y Soldadura S.A.
DirectorFernando A. Vidal
Coordinador GeneralEduardo Asta
Equipo de Marketing Andrea Vazquez - Valeria Mompó
ColaboradoresDario Gastón JorgeEduardo RadiciGerardo BeatiHernán GhibaudoSebastián MartínMarcelo TamasiMónica ZalazarWalter Donag
Producción
Diagramación
Capita Jessica
Impresión
Talleres Gráficos Universal S.R.L.
Fotografía Archivo ESAB
SOLDAR CONARCO#136|2013
Estimados Clientes,
Estamos editando nuestro boletín técnico N° 136, una sana costumbre de nuestra compañía, que hemos mantenido los últimos 30 años.
Seguimos con el objetivo de compartir casos exitosos, transferir conoci-mientos al mercado y a nuestros lectores. Sigue también siendo una prioridad para nosotros la participación de algunos entes académicos, dedicados a la investigación específica de los procesos de soldadura.
Se han desarrollado diversos casos, en distintos segmentos, desde la industria automotriz hasta casos de estudio de soldaduras GMAW en chapas microaleadas.
Nos hemos enfocado en brindarles a nuestros clientes nuevos procesos para su mayor productividad, aportando procedimientos, productos, técnicas y metodologías, de manera que estos incrementen su productivi-dad y finalmente mejoren sus costos por producto producido.
Aprovechamos este contacto para contarles que durante este año hemos lanzado el equipo Warrior multiproceso de tecnología invertir, y ya está disponible en el mercado Argentino al igual que en todos los países mundoComo logro de este año 2013 podemos contarles, con gran orgullo, que hemos comenzando a producir en Argentina dos equipos semiautomáti-cos, uno compacto de 320 A @40 % y otro de 420 A @60% tipo Topflex, los cuales también disponibles están en el mercado.
Finalmente les deseamos un muy buen fin de año y un excelente 2014, en el cual sin dudas nos volveremos a encontrar.
Atte.
Ing. Fernando Vidal Director comercial
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Nº 136 20134
índice
página 3 EDITORIAL
ANÁLISIS COMPARATIVO DE MÉTODOS PARA EVALUAR EL RIESGO DE HACen metal de soldadura de aceros estructurales de alta resistencia página 5
NUEVOS DESARROLLOS EN LA SOLDADURA DE LLANTAS DE AUTOMOVIL página 14
SOLDADURA ORBITAL UTILIZANDO PROCESO GTAW
SOLDADURA GMAW EN CHAPAS MICROALEDAS MLC 420 y ACE-ROS AL CARBONO F-26Parte I
SOLDADURA FCAW-G EN ACEROS DE ALTO CARBONO Y ALTA RESISTENCIA
página 19
página 23
página 28
página 17
página 21
página 31
Nº 136 2013 5
Resumen
La soldadura de aceros estruc-turales de alta resistencia plan-tea problemas vinculados con
la susceptibilidad a la aparición del proceso de fisuración asistido por hidrógeno (HAC). Particularmente este problema se pone de manifiesto en el metal de soldadura(MS) debido a la necesidad de utilizar aportes de alta resistencia que generan un incre-mento de elementos de aleación en la composición química del MS y consecuentemente una microestruc-tura con un elevado porcentaje de zonas locales frágiles(LBZ)
Contrariamente los modernos aceros estructurales presentan una solda-bilidad tal que permiten minimizar el riesgo a fisuras en frío en la ZAC, tanto por el bajo porcentaje de LBZ como por el importante nivel de tenacidad. En relación con el metal de soldadura se pueden aplicar técnicas similares a la evaluación de la ZAC para definir un precalentamiento adecuado en la especificación del procedimiento.
En consecuencia para la determinación de tal temperatura se recurrirá a bien conocidos métodos de predicción que aplican fórmulas, gráficos y tablas en función del material base, aporte tér-mico, carbono equivalente, grado de
restricción de la junta y nivel de hidró-geno. Sin embargo, la mayoría de estos métodos han sido desarrollados para el problema de fisuras en la ZAC pero, en determinados casos, no funcionan adecuadamente para el metal de sol-dadura. Frente a este problema se pue-den recurrir a un análisis experimental mediante ensayos del tipo Tekken, WIC, CTS, GBOP, BBT, entre otros, a fin de establecer la temperatura de pre-calentamiento, el aporte térmico más adecuado y la mínima tenacidad reque-rida para evitar la aparición de fisuras y de esta forma asegurar la integridad estructural de la unión soldada. En este trabajo se presenta un análisis com-parativo y crítico entre alguno de estos métodos experimentales y analíticos utilizados en la evaluación de la solda-dura de aceros estructurales típicos de alta resistencia. Dicho análisis ha permi-tido establecer el nivel de riesgo poten-cial para la integridad estructural de este tipo de uniones en función de la proble-mática específica del metal de solda-dura en relación directa con la HAC y con la mínima tenacidad requerida.
Trabajo presentado en 92nd FAB-TECH International and AWS Welding Show Professional Program, Chicago, USA, 14 al 17de Noviembre 2011 y en IX Congreso Regional de ENDE y Jornadas de Soldadura Mar del Plata, Octubre 2013
ANÁLISIS COMPARATIVO DE MÉTODOS PARA EVALUAR EL
RIESGO DE HAC en metal de soldadura de aceros estructurales
de alta resistenciaPor: Eduardo Asta, ESAB Argentina/ Univ. Tecnológica Nacional- FRH yMónica Zalazar, Dpto. Mecánica Aplicada, Facultad de Ingeniería, Univ. Nacional del Comahue.
Nº 136 20136
IntroducciónLa fisuración en frío asistida por hidrógeno (HAC) es un meca-nismo que ocurre cuando exis-ten conjuntamente, presencia de hidrógeno disuelto, tensiones de tracción actuando sobre el mate-rial soldado, microestructuras susceptibles o de baja ductili-dad y temperaturas cercanas a la ambiente (1). Esta forma de fisura-ción suele presentarse tanto en la zona afectada por el calor (ZAC) como en el metall de soldadura (MS) y puede ser transgranular, intergranular o mixta y estar orien-tada longitudinal o transversal al cordón de soldadura.
En la soldadura de aceros estruc-turales de alta resistencia se plan-tean problemas vinculados con la susceptibilidad a la aparición del proceso asistido por hidrógeno que provoca las denominadas fisu-ras en frío. Particularmente este problema se pone de manifiesto en el MS debido a la necesidad de utilizar aportes de alta resisten-cia que generan un incremento de elementos de aleación en la com-posición química de éste y conse-cuentemente una microestructura con un elevado porcentaje de zonas locales frágiles(LBZ) Con-trariamente los modernos aceros estructurales presentan una sol-dabilidad tal que permiten minimi-zar el riesgo a fisuras en frío en la ZAC, tanto por el bajo porcentaje de LBZ como por el importante nivel de tenacidad.
En relación con el metal de sol-dadura se pueden aplicar técni-cas similares a la evaluación de la ZAC para definir una temperatura precalentamiento (TP) adecuada en la especificación del procedi-miento de soldadura (EPS) que permita minimizar la aparición de fisuras por HAC. En consecuencia para la determinación de tal tem-peratura se recurrirá a métodos de
predicción que aplican fórmulas, gráficos y tablas en función del material base, aporte térmico, carbono equivalente, grado de restricción de la junta y nivel de hidrógeno. Sin embargo, la mayo-ría de estos métodos han sido desarrollados para el problema de fisuras en la ZAC pero, en determinados casos, no funcio-nan adecuadamente para el metal de soldadura. Este problema es de tal importancia práctica que se han desarrollado numerosos ensayos tales como: Tekken, WIC, CTS, GBOP, BBT, entre otros, permitiendo determinar la apari-ción de fisuras por el mecanismo de HAC y consecuentemente una TP mínima adecuada que garan-tice una soldadura libre de fisuras (2-7) y de esta forma asegurar la integridad estructural de la unión soldada.
La temperatura de precalenta-miento debe ser balanceada con el calor aportado durante la ope-ración de soldadura, de acuerdo al tipo de acero y en función de las propiedades requeridas para la junta. Esta modifica la veloci-dad de enfriamiento con lo que permite obtener microestructuras en la ZAC y en el MS de menores durezas; incrementa la velocidad de difusión del hidrogeno y tiene además un efecto secundario que es el de reducir las tensiones residuales disminuyendo los gra-dientes térmicos asociados a la soldadura.
En general, la temperatura de pre-calentamiento que es requerida en soldadura con múltiples pasa-das es menor que para soldadura de simple pasada. En soldadura con múltiples pasadas el calor de la segunda pasada disminuye la dureza de la ZAC que generó la primera pasada y acelera la migra-ción de hidrógeno. Esto reduce notablemente la posibilidad de
Nº 136 2013 7
fisuración en frío en aceros solda-dos. En la práctica generalmente, las temperaturas de precalenta-miento pueden variar desde tem-peratura ambiente hasta los 450 ºC; en casos específicos puede ser aún mayor. Hay que evitar todo precalentamiento innecesario, ya que consume tiempo y energía. Las temperaturas de precalenta-miento excesivas no justifican el costo y podrían degradar las pro-piedades y la calidad de la unión. La incomodidad del soldador aumenta, si el precalentamiento es muy alto, y la calidad del trabajo tiende a ser menor.
En este trabajo se presenta un análisis comparativo entre méto-dos de predicción y resultados experimentales de ensayos Tekken y ´bead bend test´ (BBT), compila-dos de trabajos anteriores de los autores, tanto en relación con la prevención de fisuras en la ZAC como en el MS. Material y procedimiento experimentalLa tabla 1 muestra la composición química, propiedades mecánicas, espesores y valores de carbono equivalente (CEQ) de los materiales utilizados en el trabajo.
C
Mn
Si
P
S
Al
Nb
V
Ti
Cr
Cu
Mo
Ni
CEIIW
Pcm
CEN
CET
RT (MPa)
LF (MPa)
A (%)
Acero 1:
AISI 4140
Acero 2: API
5LX60
Acero 3: API
5LX65
0,13
1,21
0,16
0,011
0,003
0,0038
0,029
0,068
0,0028
0,016
0,35
0,20
0,31
0,25
530
448
18
4,8
Acero 4-5:ASTM
A514 GrB
0,17
0,86
0,28
0,022
0,004
0,035
0,0003
0,041
0,022
0,53
0,21
0,02
0,47
0,27
0,46
0,30
837
773
20
25 y 19
Acero 6: API
5LX70-H
0,05
1,00
0,21
0,013
0,002
0,036
0,042
0,003
0,019
0,021
0,18
0,006
0,16
0,25
0,12
0,15
0,16
582
537
40
6,35
Acero 7: API 5L
X70-N
0,12
1,27
0,18
0,008
0,003
0,045
0,037
0,075
0,024
0,021
0,018
0,01
0,019
0,36
0,20
0,31
0,25
664
564
37
8,7
0,41
0,88
0,26
0,024
0,012
0,01
0,001
1,1
0,06
0,18
0,03
0,82
0,53
0,82
0,57
1052
734
11
12,7
0,11
1,33
0,14
0,025
0,003
0,02
0,05
0,01
0,05
0,01
0,01
0,04
0,35
0,19
0,29
0,25
517
413
25
6,4
Composición química (%)
Propiedades mecánicas
Espesor (mm)
Tabla 1| Composición química y propiedades mecánicas de los aceros evaluados
Nº 136 20138
Se han utilizado resultados pre-vios de trabajos anteriores de los autores(8-11) correspondientes a diferentes grupos de aceros, un acero para elementos mecánicos bonificable por tratamiento térmico de templado y revenido, acero AISI 4140, cuatro aceros microaleados que responden a la norma API 5L y un acero de uso estructural de alta resistencia mecánica templado y revenido, acero ASTM A 514 GrB. Los procesos de soldadura y pará-metros utilizados en los ensayos de fisuración en frío han permi-tido realizar correlaciones con los datos de entrada utilizados en los métodos analíticos predictivos.
Los ensayos de fisuración Tekken(12), también denominado ´Y groove´, y BBT(13) han sido aplicados para la obtención de los resultados experimentales que sir-ven a este estudio comparativo. El ensayo de Tekken, consiste en preparar una junta de solda-dura y realizar sobre la misma una pasada simple de soldadura a la temperatura de precalenta-miento seleccionada y verificar la presencia de fisuras, la restricción se logra soldando los extremos de la probeta preparada, la figura 1 muestra la misma. El ensayo BBT se realiza de acuerdo al procedi-miento propuesto por el Instituto Internacional de Soldadura que indica una soldadura de penetra-ción completa con el diseño de junta y temperatura de precalenta-miento a elección, la restricción se logra sujetando externamente la probeta preparada. En este ensayo se obtienen probetas transversa-les y una longitudinal del metal de soldadura que se somete a un ensayo de plegado. Es por ello que el mismo se emplea cuando se necesita evaluar la resistencia a la fisuración del metal de soldadura, la figura 2 muestra la configuración completa del ensayo.
Los métodos predictivos utiliza-dos son: los métodos A y B de la norma EN101-2(14), el método de Control de Hidrogeno de la Norma AWS D1.1(15), el método denomi-nado CEN (16).
El método A de la EN 1011-2 tiene su origen en la norma BS 5135 y predice la necesidad de preca-lentamiento seleccionando de un gráfico que relaciona el carbono equivalente del acero, determi-nado por la conocida fórmula del Instituto Internacional de Solda-dura, CEIIW de acuerdo con la ecuación 1, el nivel de hidrogeno difusible y los espesores involucra-dos en la unión. El método del control de hidro-geno correspondiente al anexo I del código para soldadura de estructuras en acero AWS D1.1 es el aplicado en este trabajo. En este método se utiliza un índice de sensibilidad, SI, de acuerdo con la ecuación 2 que incorpora el efecto de la composición química deter-minado mediante el carbono equi-valente Pcm dado en la ecuación 3, permitiendo, mediante el uso de tablas determinar la tempe-ratura de precalentamiento. Este método no considera la influencia del aporte térmico.
El método B de la norma EN 1011-2 predice la temperatura de preca-lentamiento mediante la ecuación 4, en función del carbono equiva-lente CET dado por la ecuación 5, el espesor, el nivel de hidrógeno en el metal de soldadura y el aporte térmico.
El método CEN ha sido propuesto a partir de los resultados de datos experimentales y ensayos de fisuración en frío y permite hacer correcciones del valor de CEN, ecuación 6, en función del nivel de hidrogeno difusible y del aporte térmico.
Figura 1 | Esquema de la probeta utilizada para el ensayo de Tekken
corte B-B
t/2
t/2
corte A-A
2
t
60°
Medidas en mm
75
A
A
60 6080200
150
Soldadura para ensayo
Nº 136 2013 9
Siendo: HD: Nivel de hidrogeno difusible en el metal de soldadura (ml/100gr).d: Espesor (mm). Q: Aporte térmico (KJ/mm)
Se utilizaron además, para el aná-lisis comparativo, las tablas dadas por los códigos ASME B31.3(17) para la construcción de cañerías de planta y ASME VIII División I(18) para recipientes a presión.
Resultados y discusiónLos resultados obtenidos se mues-tran en forma gráfica. Los valores de hidrógeno difusible en el metal de soldadura considerados para los cálculos predictivos fueron: 7 y 30 ml/100g en proceso de solda-dura manual con electrodo reves-tido, SMAW, aplicando electrodo básico y celulósico respectiva-mente, 2 ml/100g para el proceso semiautomático con alambre sólido, GMAW, y 7 ml/100g para el proceso con alambre tubular, FCAW. En tanto el aporte térmico utilizado para dichos cálculos han sido seleccionados en base a los parámetros experimentales, com-pilados de trabajos anteriores, tomando un valor promedio de 1,5 KJ/mm.
La figura 3 muestra los resultados de la temperatura de precalen-tamiento en función del nivel de hidrogeno difusible en el metal de
soldadura comparando los resul-tados de los métodos analíticos prodictivos y el ensayo Tekken tomando la valoración del carbono equivalente según la composición química de los aceros utilizados, indicada en la tabla 1.
Para el acero AISI 4140, como se observa en la figura 3a, el método EN 1011-2 B (método CET) ha presentado los valores más con-servativos de predicción de la temperatura de precalentamiento en comparación con el ensayo Tekken, los otros métodos ha establecido valores mínimos y la composición química resultó fuera de la escala de los mismos.
Para los aceros microaleados API 5LX, figuras 3b, 3c, 3f y 3g, el código ASME B31.3 recomienda una temperatura de precalenta-miento de 79°C que permitiría una soldadura libre de fisuras, inde-pendientemente del nivel de hidro-geno difusible. El código ASME B31.3 establece tal temperatura cuando la resistencia a la tracción del acero es mayor que 490 MPa, independientemente del espesor a soldar.
Figura 2| Ensayo BBP a) Dispositivo de fijación, b) Sec-tor de extracción de la probeta y c) probeta ensayada.
b
a
c
Nº 136 201310
El ensayo Tekken, por su parte, ha permitido determinar en estos aceros que la temperatura de precalentamiento se incrementa conforme aumenta el nivel de hidrógeno difusible, siendo esto coherente con las características de soldabilidad de estos aceros. El método alternativo del código AWS D1.1 (método Pcm) ha indicado la necesidad de precalentamiento para espesores mayores que 10 mm e índices SI mayores que 4,1. Para todos los otros casos la tem-peratura de precalentamiento es menor que 20 °C. En estos aceros el código ASME VIII determina la temperatura de precalentamiento en función del carbono equiva-lente CEIIW y del espesor. Cuando el CEIIW es mayor que 0,30 y el espesor mayor que 25 mm la tem-peratura de precalentamiento es 79 °C, para los otros casos es 10 °C.
El acero estructural ASTM A514 Gr B ha mostrado, para los dos espe-
sores considerados, que el método CEN predice valores de precalen-tamiento más conservativos, los cuales pudieron ser demostrados mediante los ensayos de fisuración en frío Tekken.
El ensayo de BBP ha sido aplicado en particular en las soldaduras
donde se observaron fisuras en el metal de soldadura, tal es el caso de los aceros 4, 6 y 7. Para los mismos el valor de CEQ se calculó con la composición química del metal de soldadura medida sobre la probeta soldada.
El ensayo BBT permite calcular, para los electrodos celulósicos, la mínima temperatura inicial y entre pasadas (IPT) de acuerdo con la ecuación 7.
Figura 3| Determinación de la temperatura de precalen-tamiento en función del nivel de hidrogeno difusible en el metal de soldadura.
Nº 136 2013 11
La tabla 2 muestra la composición química de los metales de solda-dura y la IPT calculada.
Siendo: wt espesor del metal de sol-dadura (mm) y RMS tensión de fluen-cia del metal de soldadura (MPa) .
Para el cálculo predictivo de la temperatura de precalentamiento se han aplicado los métodos AWS D1.1 (método Pcm), EN 1011-2 B (método CET) y CEN. conside-rando la composición del MS.
La tabla 3 permite observar los resultados obtenidos. Para cada metal base se presentan los resul-tados predictivos de la mínima
temperatura de precalentamiento en función del metal de aporte uti-lizado y se indica la temperatura determinada mediante el ensayo BBT. Vemos que el método EN 1011-2 B (método CET) predice valores de temperatura de pre-calentamiento que muestran una aceptable correlación con los datos experimentales principalmente en el acero estructural ASTM A514 GrB.En los aceros microaleados API 5LX70 se ha apreciado que los resultados predictivos calculados son inferiores a los que se obtuvie-ron por el ensayo BBT. Sin embargo dicha correlación mejora cuando el MS corresponde al aporte con alambre tubular E91T8-G.
Tabla 2. Composición química del metal de soldadura y temperatura entre pasadas IPT.
C
Mn
Si
P
S
Al
Nb
V
Ti
Cr
Cu
Mo
Ni
CEIIW
Pcm
CEN
CET
Espesor (mm)
RMS (MPa)
IPT (°C)
0,13
0,74
0,14
0,006
0,009
0,01
0,01
0,01
0,09
0,05
0,006
0,62
0,32
0,19
0,27
0,23
6,35
630
42
0,13
0,76
0,14
0,009
0,006
0,01
0,01
0,01
0,1
0,03
0,06
0,63
0,33
0,19
0,29
0,23
8,7
630
48
0,04
0,98
0,29
0,009
0,006
0,31
0,01
0,01
0,05
0,08
0,01
0,65
0,43
0,17
0,24
0,26
6,35
550
35
0,06
2,13
0,31
0,008
0,006
0,31
0,01
0,01
0,05
0,04
0,02
0,69
0,48
0,20
0,29
0,30
8,7
550
40
0,064
1,72
0,46
0,001
0,009
0,004
0,003
0,014
0,009
0,3
0,04
0,27
1,63
0,58
0,23
0,34
0,32
25
750
75
0,12
1,74
0,56
0,018
0,006
0,01
0,42
0,44
0,58
0,28
0,49
0,36
25
780
76
Composición química del metal de soldadura (%)
MS- Acero
4-AWS A5.5
E11018M
MS- Acero
4- AWS A5.29
E110T5-K4
MS- Acero
6-AWS A5.5
E8010-G
MS- Acero
7- AWS A5.29
E91T8-G
MS- Acero
6-AWS A5.29
E91T8-G
MS- Acero
7- AWS 5.5
E8010-G
Nº 136 201312
ConclusionesPara la elección de la temperatura de precalentamiento en aceros de alta resistencia se deberán consi-derar distintos métodos analíticos y de ser posible aplicar métodos experimentales que involucren ensayos de fisuración en frío.
Los MS obtenidos con metales de aporte de elevada resistencia tie-nen una composición química y microestructura que los hace más susceptibles al riesgo de HCA que al metal base aun con espesores delgados de soldadura.
Los métodos experimentales como el ensayo Tekken, en ace-ros estructurales de alta resisten-cia con microestructura de bainita o martensita revenida, permi-ten establecer una temperatura mínima de precalentamiento ade-cuada tanto para evitar la fisura-ción en ZAC como en el MS.
Para los aceros microaleados se evidencia que el ensayo BBT per-mite determinar una temperatura de precalentamiento más realista que los métodos analíticos pre-dictivos en relación a minimizar el riesgo de fisuración en frío, particu-larmente en el metal de soldadura.
Referencias1. H Quesada y M Zalazar, ´Méto-dos para calcular el precalen-tamiento en uniones soldadas´ Cuaderno de Facultad de Ingenie-ría, 2002.
2. N G Alcantara and J H Roger-son, ´A prediction diagram for hydrogen-assisted cracking in weld meta´l, Welding Journal pp. 116-122-s, 1984.
3. N Yurioka,´Comparision of pre-heat predictive methods´, IIW Doc. 2135-04, 2004.
Tabla 3. Resultados obtenidos en la determinación de la temperatura de precalentamiento para el metal de soldadura.
AWS A 5.5 E11018M
TP (°C)
AWS 5.29 E110T5-K4
TP (°C)
AWS A5.5. E8010-G
TP (°C)
AWS A5.29 E91T8-G
TP (°C)
AWS A5.5. E8010-G
TP (°C)
AWS A5.29 E91T8-G
TP (°C)
MS- Acero 4- ASTM A 514 GRB
MS- Acero 6- API 5LX70-H
MS- Acero 7- API 5LX70-N
Pcm
0,23
75
0,28
110
Pcm
0,19
20
0,17
20
Pcm
0,19
20
0,20
20
CEN
0,34
25
0,49
125
CEN
0,27
20
0,24
20
CEN
0,29
20
0,29
20
CET
0,32
92
0,36
125
CET
0,23
42
0,26
20
CET
0,23
52
0,30
20
BBP
90
150
BBP
75
25
BBP
100
25
Nº 136 2013 13
4. R Stout, ´Weldability of steels´, WRC, fourth edition, pp. 205-236, 1987.5. J. Vuik. An update of the state-of-the–art of weld metal hydrogen cracking, Welding in the World, vol. 31, Nº 5, pp. 23-32, 1993.
6. N Bailey, F R Coe, T G Gooch, P H Hart, N Jenkins and R J Pargeter,´Welding steels without hydrogen cracking, Abington publishing´, pp. 3-14, 1990.
7. ASM Handbook, ´Welding, bra-zing and soldering´, ASM Interna-tional, vol. 6, p. 416, 1993.
8. J Quesada, ´Evaluación de la sus-ceptibilidad a la fisuración en frío en soldaduras de aceros de alta resis-tencia´ Universidad Nacional del Comahue, Tesis de Maestría, 2002.
9. E Asta, M Zalazar, H Quesada, ´Efecto de la temperatura de pre-calentamiento en la soldabilidad de un ucero ASTM A 514 Gr B´, Jornadas SAM/CONAMET/Simpo-sio Materia, 2003.
10. R Del Negro, M Zalazar y E Asta, ´Caracterización de juntas soldadas en acero de uso estruc-tural de alta resistencia´, Anales SAM/CONAMET, 2009.11. D Codega. ´Análisis de la sol-dabilidad en chapas de aceros API 5LX70 y API 5L X70 HIC´, Universi-dad Nacional del Comahue, tesis de grado, 2006.
12. Method of Y-groove weld crac-king test´, JIS Z 3158, 1993.
13. M Fiedler, H Königshofer, J Fis-cher, G Posch, W Berger, ´Inves-tigation of HAC- susceptibility of multi- layer welds with the “BEAD BEND TEST” Procedure and exam-ples´, Doc. IIW Nº II-1566, 2005.
14. ´DIN EN 1011-2:2001-05 ,́ Im DIN-Anzeiger für technische Regeln
3/2004 wurden folgende Berichti-gungen veröffentl, 2001.15. AWS D1.1. Structural Welding Code´, 2010.
16. N Yurioka, ´http://homepage3.nifty.com/yurioka/exp..html´, 2007.
17. ASME Section VIII, Division 1, ´Rules for Construction of Pressure Vessels´, 2007.
18. ASME B 31.3,´Process Piping´, 2006.
Nº 136 201314
En la empresa ITALBO SRL se llevó a cabo la aplica-ción de nuevas tecnologías
y cambio en los procesos de sol-daduras para la construcción de llantas para automóvil.
Introducción
La construcción de llantas de automóvil en chapas de acero al carbono AISI/SAE 1010, estampa-das y soldadas, se realiza en un dispositivo automatizado, tal como se observa en la figura 1.
La aplicación del proceso de sol-dadura GMAW ha permitido auto-matizar y realizar producción en serie.
La constante renovación de la tecnología en equipos y las inno-vaciones en los procesos permite aumentar la cantidad de llantas/hora sin perder las propiedades mecánicas y terminación de los cordones soldados.
Los equipos rectificadores con dio-dos de silicio de tensión constante y regulación escalonada fueron en su momento un gran avance con respecto a los primeros equipos rectificadores de selenio, figura 2. La regulación escalonada y la
inductancia fija tienen la dificultad para encontrar el punto óptimo de soldadura.
El proceso GMAW o MIG-MAG de soldadura con material de aporte alambre cobreado AWS ER70S-6 de diámetro 1,2 mm y protección gaseosa con mezcla de gases (80 % Argon + 20% CO2) permi-tió mejorar la productividad y los aspectos del cordón de solda-dura disminuyendo la cantidad de proyecciones. La exigencia del producto y la mejora en la produc-tividad llevan a replantear cambios en el equipamiento y en procedi-miento de soldadura para lograr resultados óptimos y reducir cos-tos del proceso.
Los equipos Origo™ Mig 402c /502c/ 652c (figura3) son fuentes de alimentación con tecnología chop-per sólidas y robustas destinadas a la soldadura GMAW o MIG-MAG de gran rendimiento, a la soldadura SMAW o MMA y al corte y repelado o saneado de raíz por Arco-Aire, es decir que son fuentes multipro-ceso. La tecnología comprobada a través de la experiencia de ESAB y el Software especifico, propor-cionan una gran confiabilidad del equipo y características excepcio-nales de soldadura
Eduardo Radici, Asistencia Técnica Sucursal Centro, ESAB Argentina
Figura 2 | Equipo rectificador para proceso GMAW
Figura 1 | Dispositivo automatizado.
NUEVOS DESARROLLOS EN LA SOLDADURA DE
LLANTAS DE AUTOMOVIL
Nº 136 2013 15
multiproceso con inductancia varia-ble, muy buenas características en arranque de arco y de funcio-namiento con bajas corrientes de soldadura. Una resistente carcasa metálica hace que estas unidades sean la solución perfecta para los ambientes industriales más agresi-vos. El amplio rango de corriente y tensión junto con la inductancia de regulación continua facilita la optimi-zación de los parámetros para el uso de una gran variedad de materiales de aportación y mezclas de gases.
ESAB LogicPump (ELP)El sistema patentado ELP, ESAB LogicPump, pone en marcha auto-máticamente la bomba de refri-geración de agua en la máquina cuando está conectada la torcha refrigerada ya sea con el alimenta-dor del hilo Origo™ Feed 304, M13 o con el Origo™ Feed 484, M13 . Esto ayuda a eliminar el riesgo
de recalentamiento de la torcha de soldadura y evita las costosas reparaciones. Cuando se usa una torcha auto-refrigerada, la bomba se apagará automáticamente, pro-porcionando un menor nivel de ruido y una mayor vida útil para los componentes.
Las Origo™ Mig 402c, 502c y 652c satisfacen las demandas de los fabricantes que se preocupan de la reducción de costos en su fabricación, a través de una mayor productividad y versatilidad de los equipos. Fabricados de acuerdo con la normativa IP23 las con-vierte en una solución ideal para ambientes agresivos y trabajos en el exterior. Las unidades se apaga-rán automáticamente para evitar el recalentamiento cumpliendo con las normas EN 60974-1 y EN 60974-10. La tabla 1 muestra las caracte-rísticas técnicas de los equipos.
Figura 3 | Equipos OrigoTM
Tensión de red V, Hz
Panel MMC
Carga admisible al
60% ciclo de trabajo A/V
100% ciclo de trabajo A/V
Rango de ajuste (CC) A/V MIG/MAG
MMA
Tensión de circuito abiero V
Potencia de circuito abierto W
con unidad de refrigeración W incl.
Factor de potencia a máxima corriente
Eficiencia a máxima corriente %
Tensión de control V, Hz
Dimensiones LxAxA mm
Peso Kg
con unided de refrigeración Kg incl.
Temperatura de funcionamiento
Clase de protección de la carcasa
Clase de aplicación
Datos Técnicos
OrigoTM Mig 402c
400-415, 3~ 50/60
400/34
310/30
20/14 - 400/34
20/21 - 400/36
53-58
500
700
0,88
70
42, 50/60
830 x 640 x 835
158
172
-10 a +40°C
IP 23
S
OrigoTM Mig 502c
400-415, 3~ 50/60
A13
500/39
400/34
20/14 - 500/39
20/21 - 500/40
53-60
550
750
0,90
72
42, 50/60
830 x 640 x 835
194
208
-10 a +40°C
IP 23
S
OrigoTM Mig 652c
400-415, 3~ 50/60
A13
650/41
500/39
20/14 - 650/44
20/21 - 650/44
53-60
670
870
0,90
76
42, 50/60
830 x 640 x 835
228
242
-10 a +40°C
IP 23
S
Tabla 1. Características de los equipos OrigoTM
Nº 136 201316
Alambres Tubulares ESAB OKEl proceso de soldadura con alambres tubulares FCAW (FLUX CORED ARC WELDING), con escoria y fundente no metálico, es fundamentalmente un proceso de soldadura semiautomático, basado en los mismos principios y utili-zando los mismos equipamientos. La principal diferencia entre ambos procesos es lo relacionado con la versatilidad, productividad y confor-mación del metal depositado con la aplicación de alambre tubular.
Los cordones de soldadura pro-ducidos con alambres tubulares tienen un perfil que minimiza la aparición de discontinuidades, el llamado efecto “finger” carac-terizado por la formación de un cordón profundo y estrecho muy común en la soldadura con alam-bres sólidos.
Con alambre tubular se obtiene también menor índice de salpica-duras y un aspecto que no solo representa una mejora en la cali-
dad, sino también proporciona ganancias económicas para la reducción de retrabados necesa-rios para su eliminación.En síntesis las principales ventajas de este producto son:
O Alta calidad del metal depositado.
O Excelente apariencia de la soldadura.
O Buena penetración y perfil del cordón.
O Aumento significativo de pro-ducción en relación al alambre macizo.
O Alta tasa de deposición y alta densidad de corriente.
Cambio del proceso GMAW por FCAWA continuación desarrollaremos el estudio técnico-económico, com-parativo entre dos procesos(GMAW vs FCAW) en la empresa ITALBO SRL fabricante de llantas y ruedas para automóvil
Inicialmente esta firma utiliza el pro-ceso GMAW con alambre macizo y
GAS DE PROTECCIÓNTIPO DE CORRIENTE
COMPOSICIÓN QUIMICA(Metal depositado - Valor estadístico)
PROPIEDADES MECÁNICAS(Valores típicos /ASME)
DATOS DE SOLDADURA DATOS DE EMBALAJE
Tabla 2. Características y propiedades típicas del alambre OK TUBROD 71 Ultra
Nº 136 2013 17
protección gaseosa de gas mezcla (80 % argón+ 20 % CO2) y ESAB propone el proceso FCAW con aporte de alambre OK TUBROD 71 Ultra y gas de protección CO2, la tabla 2 muestra las principales características de este alambre.
Otro factor importante a tener en cuenta, cuando necesitamos aumentar la productividad, es la ins-talación de los MarathonPac conte-niendo 250 Kg de alambre tubular.
Los ensayos se realizaron sobre la fabricación un modelo de llanta de automóvil que tiene un diámetro de 318 mm realizando ocho cordo-nes de soldaduras alternados de 60 mm de largo cada uno, figura 4
Los espesores de la chapa son de 2,5 mm para el aro y de 4 mm para el plato central, teniendo la solda-dura una exigencia de penetración y de tamaño de cateto.
Por su parte la figura 5 muestra el dis-positivo de automatización utilizado para las soldaduras de las llantas.
Resultados de la AplicaciónEn la aplicación del proceso de soldadura FCAW con alambre tubular OK TUBROD 71 se obtuvo una buena velocidad de rotación de la automatización dada a su gran deposición kilos/hora.
En estas condiciones la soldadura presentó un excelente aspecto y terminación. No se presentaron proyecciones y la escoria se des-prendió fácilmente, una vez ter-minado el cordón. Los cordones fueron brillantes sin silicatos en superficie y tampoco presentaron entallas en los laterales, rellenando toda la junta.
A continuación mostramos los resultados del análisis produc-tivo de la aplicación, comparando el proceso de soldadura GMAW con aplicación de alambre macizo ER70S-6 y protección gaseosa de Argón 80 % + 20 % de CO2 ver-sus el proceso FCAW con alambre tubular TUBROD 71 bajo protec-ción gaseosa de CO2.
Figura 4 | Llanta utilizada para los ensayos
Nº 136 201318
Del estudio productivo -econó-mico de soldadura utilizando un modelo de cálculo de ESAB deno-minado QWPA se desprenden los siguientes resultados:
O Reducción Tiempo de Solda-dura 39 %.
O Aumento Velocidad de Solda-dura 100 %.
O Menor Consumo de Gas 39 %. O Menor Costo por Pieza termi-
nada 20 %. O Menor Costo por Metro Sol-
dado 20 %. O Trabajando igual cantidad de
tiempo se incrementa la produc-ción 65 %.
O Economía anual para la produc-ción actual 39 %.
ConclusionesLa implementación del cambio al
proceso FCAW para la soldadura de llantas permite mejoras tales como:
O Mayor Productividad, debido a la velocidad de soldadura y a la mayor tasa de deposición
O Disminución del costo de soldadura.
O Mejor calidad de la unión soldada, tanto en el aspecto superficia,l con una mejor transi-ción entre metal base y metal de soldadura, como también por la homogeneidad del cordón con menor tendencia a porosidad.
O Menor emisión de proyecciones. O Excelentes propiedades mecá-
nicas del metal depositado. O Menor deformación y tensio-
nes residuales, debido a un menor calor aportado.
O Ventajas operativas para el sol-dador en cuanto su amplio rango de regulación y mejor calibración del equipo.
O Optima conformación del cordón Finalmente este trabajo muestra nuevamente el foco de ESAB en el cliente, acompañado el progreso de la industria, trabajando con-juntamente con los fabricantes, tratando de encontrar soluciones a sus demandas en soldadura. Esta cooperación ha dado como resultado, el más completo y pro-ductivo rango de equipamientos de soldadura y consumibles dis-ponibles en el mercado. El equipo de asistencia técnica de ESAB trabaja conjuntamente con el cliente para mejorar su produc-tividad y la calidad de sus proce-sos de soldadura.
AgradecimientosUn agradecimiento especial a José Gavio, Ángel Vargas y Luis Britos de la empresa Italbo SRL por la colaboración y predisposi-ción otorgadas.
Figura 5 | Automatización de soldadura utilizando torcha ESAB refrigerada modelo PSF 510 W con cuerpo recto
Nº 136 2013 19
Introducción
En 1936, Juan F. Secco se ins-tala en Granadero Baigorria como empresa de servicios
metalúrgicos. El proyecto comienza a crecer basado en su confiablidad y seriedad que lo distingue en el país como así también en Latinoamérica, la figura 1 muestra un vista panorá-mica de la planta industrial.
Un staff de ingenieros diseña y supervisa los procesos de fabrica-ción en cada una de sus etapas para sus distintos clientes que van desde empresas del estado, pasando por fábricas de compresores, moto-res, industria del acero, frigorífica, naviera, ferroviaria, etc.
Dentro de su estructura industrial, se observan separados 4 sectores: generación de energía, compresión, metalmecánica y venta y alquiler de maquinarias.
En Generación de energía se produce la necesidad de consultar a ESAB
El requerimiento del cliente solicitado a ESAB correspondió con el sec-tor de generación de energía. En tal sentido la empresa Secco planteó la necesidad de automatizar la solda-dura por proceso GTAW (TIG) en los radiadores de estaciones de genera-ción eléctrica, propulsados por moto-res a explosión Caterpillar o General Electric, optimizando tiempos, calidad y disminución de re-trabajos.
SOLDADURA ORBITAL UTILIZANDO PROCESO GTAW
Por: Ing. Gerardo Beati, Walter Donag, Ing. Sebastián Martín, Asistencia Técnica Suc. Litoral, ESAB Argentina Marcelo Tamasi, Asistencia Técnica, Process Centre, ESAB Argentina
Figura 1 | Planta industrial de J.F. Secco S.A
Nº 136 201320
Los motores que son alimenta-dos a gas necesitan de un radia-dor externo, que es componente sobre el cual se ha trabajado para la aplicación, la figura 2 muestra una vista del conjunto. En función de la optimización reque-rida del proceso y junto con el análi-sis de los responsables por parte de J.F.Secco ( Ing. Fernando Martín, Sr. José María Oliveros y Sr. Pablo Pérez), se decidió por el equipo orbi-tal Mechtig 4000 con MechControl 4 y la herramienta POC 12-60.
Se evaluó como primera alterna-tiva del sistema, el equipo Mechtig C2022i, el cual se demostró que quedaría limitado a soldadura de intercambiadores de calor y sol-daduras de tubos pero de bajos requerimientos, ya que sólo puede alimentar dos motores como los que utilizan las herramientas POC, PRB y PRH.
La combinación Mechtig 4000 y MechControl 4 amplía el abanico de posibilidades de utilización de herramientas como ser, además de las mencionadas, las PRC y PRD.
Al tener una creciente expansión en su trabajo, es lo que explica la decisión por este último producto ESAB, tal como es mostrado en las figuras 3 y 4.
De manera previa a la utilización específica del equipo se realizó un entrenamiento de los operarios relacionado con el proceso GTAW (TIG) y en el control e información de pantalla del equipo.
Luego de este entrenamiento se efectuó la primera prueba de sol-dadura con el equipo aplicando el mismo a las uniones soldadas de tubos con la placa del conjunto radiador.
Figura 2 | Conjunto radiador correspondiente a motor alimentado a gas en equipo generador
Figura 3 | Equipo Mechtig 4000 Figura 4 | Herramienta POC
Figura 5| Presentación antes de soldar del conjunto tubos y placa. Figura 6| Tubos soldados y cortados al ras.
Nº 136 2013 21
Dichas soldaduras correspodieron a una preparación en la que cada tubo sobresale de la superficie de la placa 2 mm, como se puede observar en las figura 5
Es necesario aclarar que la herra-mienta POC trae en forma están-dar un cabezal que no permita una soldadura completamente satisfactoria de estos tubos con la placa para diámetros mayores que 36mm. Razón por la cual se decidió hacer un corte de los tubos al ras con la placa, tal como se muestra en la figura 6, una vez soldados los mismos.
En esta primera etapa el cliente uti-lizará tubos de largo ajustado con lo cual no se amplió el interrumpió ni el entrenamiento ni la produc-ción. No obstante en una segunda etapa se amplió el rango de aplica-ción del equipo por medio de una nueva herramienta ESAB para diá-metros entre 36 y 96 mm, tal como se observa en la figura 7.
A partir de la experiencia de las primeras pruebas y del entre-namiento de los operadores se comenzó la soldadura del equipo radiador con repetitividad, calidad y con mínimos re-trabajos que dis-minuyeron a medida que los ope-radores acumularon experiencia y conocimiento del equipo sumado a un fuerte apoyo de nuestro servi-cio de asistencia técnica. La serie de imágenes de las figuras 8 a 11 ilustran la aplicación del equipo en plena producción y muestran el
resultado y el aspecto de las sol-daduras realizadas
MaterialesLos materiales base utilizados tanto para los tubos como para la placa son:
O Placa acero ASTM A36, espe-sor = 20mm
O Tubos ASTM A179, espesor = 3,2mm, diámetro externo 25,1mm
En relación con la soldadura:La cantidad total de soldaduras por radiador es de 172, con pro-cedimiento de soldadura según ASME
El metal de aporte es un alambre clasificado de acuerdo con AWS como ER70S-6 con diámetro 0,8 mm (Alambre ESAB Aristorod)
Electrodo de tungsteno con óxido de lantano (punta negra) de diá-metro 2,4mm y largo de 175mmGas protección: Argón 99,9%
InspecciónUna vez terminada las 172 solda-duras correspondientes al primer conjunto soldado, se realiza un inspección visual utilizando tintas penetrantes para verificar la posi-ble presenciad de discontinuida-des, tal como se puede observar en las figuras 12 y 13.
Como resultado de la inspección se detectaron soldaduras con discontinuidades que requirieron su reparación. Sin dudas que la
Figura 7 | Herramienta ESAB para diámetros entre 36 y 96 mm
Figura 8 | Soldadura tubo-placa en plena producción
Figura 9 | Detalle de utilización de la herramienta en producción
Figura 10 | DImagen en detalle del aspecto visual de las soldaduras tubos-placa
Figura 11| Conjunto de soldaduras tubos-placaFigura 6| Tubos soldados y cortados al ras.
Nº 136 201322
mayor experiencia con el equipo y el perfeccionamiento de los ope-radores eliminarán casi por com-pleto las reparaciones.
ConclusionesLa implementación del equipo Mechtig 4000 con la herramienta para soldadura orbital en un primer equipo de refrigeración ha permi-tido al cliente mejorar notablemente la productividad y la reducción de costos asociados al proceso de soldadura.
A continuación se muestran en números los indicadores específicos comparando el proceso utilizado por el cliente y aplicando la solución propuesta por ESAB:
Proceso anterior utilizado por el cliente, soldadura GTAW (TIG) manual
O Tiempo de cada una de las soldaduras = 110 s
O Tiempo entre soldaduras= 90 s O Tiempo total de los dos late-
rales del radiador = 9,5 h
Proceso con solución propuesta por ESAB, GTAW (TIG) orbi-tal con operador (no soldador especializado)
O Tiempo soldadura de cada una de las soldadura = 62 s
O Tiempo entre soldaduras = 25 s O Tiempo total de los dos late-
rales del radiador= 4 h
Figura 13 | Detalle de las soldaduras inspeccionadas
Figura 12 | Inspección visual por tintas penetrantes del conjunto
Nº 136 2013 23
Introducción
La introducción de los aceros de alta resistencia y baja aleación (HSLA) en la industria de transporte en nuestro país lleva varios años de desarrollo donde se han realizado diferentes cambios de partes pero que todavía no se han desarrollado procesos y procedimientos para la soldadura completa de las estruc-turas. Esto principalmente se debía a que no había producción nacio-nal de aceros y todos aquellos que quisieran trabajar con este tipo de chapas debían conseguirla en el mercado internacional aumentando considerablemente los costos.
El principal objetivo de trabajar con chapas microaleadas es la disminu-ción del peso total del chasis el cual se traduce en una mayor carga útil. Según estudios realizados pueden reducirse casi 1000 kg de peso, lo cual aumenta considerablemente la carga transportada, ya sea en peso o volumen.
Debido al proceso de fabricación de los aceros HSLA donde se tra-baja con aceros de bajo carbono y agregado de microaleantes (como refinadores de grano y endurecedo-res por precipitación) con una lami-nación termo-controlada (TMCP),
SOLDADURA GMAW EN CHAPAS MICROALEDAS MLC 420 y
ACEROS AL CARBONO F-26Parte I
Por: Ing. Hernán Ghibaudo, Jefe de Capacitación FLS.Dario Gastón Jorge, Responsable Laboratorio, FLS
permiten alcanzar altos valores de resistencia y excelente tenacidad a la fractura [1, 2, 3]. Como se utilizan bajos contenidos de carbono puede obtenerse una buena soldabilidad con una baja sensibilidad a la fisura-ción por hidrógeno [4].
Una de las preguntas más frecuen-tes es con que tipo de consumi-bles pueden ser soldadas estas familias y que tipo de recaudos se deben tomar para conseguir sol-daduras sanas en componentes estructurales.
En este trabajo se analiza la solda-bilidad de los aceros microaleados empleando proceso GMAW en comparación de las mismas solda-duras utilizadas con aceros al car-bono, lo cual proporciona una base que puede ser tenida en cuenta cuando se quiera realizar el cambio de acero al carbono a aceros del tipo HSLA.
Desarrollo ExperimentalEn la tabla 1 se muestran la com-posición química promedio de los aceros utilizados en este trabajo. El acero al carbono utilizado ha sido identificado como COM y los aceros microaleados como MLC1 y MLC2 respectivamente
Nº 136 201324
Las soldaduras fueron realizadas en perfiles doble T donde se variaron los espesores tanto del alma como del ala.
En la tabla 2 se muestran los espe-sores utilizados junto con las pro-piedades mecánicas de los aceros y los valores de carbono equivalente (Ceq y Pcm)
Para verificar la soldabilidad de chapas microaleadas se realizaron distintos cordones de soldadura en única pasada y en posición horizon-tal en filete. Se analizaron chapas con un solo cordón (“one-side”) y también chapas con dos cordones (uno de cada lado de la junta en T), denominados “double side”
Todas las soldaduras fueron realiza-das con fuentes Origo Mig 402c y alambre AristoRodTM de ESAB en 1,2 mm.
En la tabla 3 se muestran los pará-metros de soldadura empleados junto con el calor aportado, el cual fue obtenido mediante formula [4,5].
No se utilizo temperatura de pre-calentamiento en ninguna de las
soldaduras. Luego de realizadas todas las soldaduras ejecutaron los cortes para la obtención de las probetas que luego fueron tratadas para realizar macrografias, ensayos de dureza y medición de catetos y garganta efectiva.La figuras 1, 2 y 3 muestran las solda-duras realizadas y los lugares donde fueron extraídas las probetas.
Resultados y DiscusiónLas figuras 4 y 5 muestran los per-files de penetración obtenidos tanto en el filete “one-side” como en “double-side”. Las figuras 6 y 7 muestran los per-files de soldadura de la toma de dureza y la tabla 4 muestra los resul-tados obtenidos en las diferentes regiones del sistema de soldadura.
Las improntas de dureza fueron tomadas en metal base (MB), zona afectada por el calor de grano grueso (ZAC GG) y fino (ZAC GF) y metal de aporte (MA), tanto para el ala como el alma de los perfiles estudiados.
Como puede observarse en la tabla 4 se tomaron dos promedios de las
Acero
COM
MLC 1
MCL 2
C
0,25
0,06
0,18
Si
0,40
0,04
0,30
Mn
---
0,97
1,50
S
0,050
0,005
0,050
P
0,040
0,015
0,040
AlT
----
0,03
Nb
-----
0,028
0,050
Ti
----
0,025
N
-----
50
165
Cr
----
--
0,15
Ni
----
--
0,15
Mo
----
--
0,02
Tabla 1. Composición química de los aceros utilizados.
Tabla 3. Parámetros de soldadura utilizados en la confección de las probetas.
Tabla 2. Propiedades mecánicas de los aceros utilizados.
Acero
COM
MLC 1
MLC 2
Espesor
15,8 y 4,5
3,5
12,7 y 9,5
L.F (Mpa)
360
360
420
R.T (MPa)
490 - 640
440
480 – 580
∆L (%)
22
23
21
Ceq
0,31
0,22
0,514
Pcm
0,26
0,11
0,27
Proceso
GMAW
Corriente (A)
250 – 260
Voltaje (V)
28 – 29
Velocidad (cm/min)
40
Heat Input (KJ/cm)
1,05 – 1,13
Figura 1 | Soldadura continua
Figura 2 | Soldadura intermitente
Figura 3 | Cordón de soldadura continuo y marcado para la extracción de probetas
Figura 4 | Filete del tipo “one-side”
Figura 5 | Filete del tipo “double-side”
Nº 136 2013 25
mediciones, donde el promedio I se refiere a todos las mediciones considerando el MB y el prome-dio II se refiere a las mediciones realizadas sin el MB. La diferencia máxima entre los dos promedios es de 30 HV. Puede observarse que en ningún punto en los materiales microaleados se obtienen durezas por encima de los 300 HV, siendo estos valores aceptables de dureza, asegurando la no presencia de
microestructuras frágiles que sean propensas a figuraciones en frío.
En las figuras 8 y 9 se muestran los perfiles obtenidos de dureza en ambos perfiles.
Las figuras 10 y 11 muestran los per-files de soldadura y el esquema de mediciones realizadas en cuento a las medidas de los catetos, gargantas y penetración de los filetes efectuados.
Tabla 4. Medición de durezas HV10.
Ensayos de Dureza (HV10) - ONE SIDE
100150
200250
300350
400
MB Ala
ZAC G
F Ala
ZAC G
G Ala
ZF A
la
MA 1
ZF A
lma
1
ZAC G
G Alm
a 1
MB Alm
a
COM 1 COM 2 COM 3 MICRO 1 MICRO 2 MICRO 3 Máximo
Muestra
MB Ala
ZAC GF Ala
ZAC GG Ala
ZF Ala
MA 1
ZF Alma 1
ZAC GG Alma 1
MB Alma
ZAC GG Alma 2
ZF Alma 2
MA 2
ZAC GF Ala 2
ZF Ala 2
Promedio I
Promedio II
OS
128
212
219
227
236
233
287
221
220
236
DS
128
213
154
225
224
242
192
285
232
233
142
132
200
208
OS
128
147
285
280
290
245
185
223
249
DS
127
186
213
235
227
250
180
251
228
228
138
213
206
219
OS
127
140
206
220
220
221
251
180
196
210
DS
126
176
176
189
236
203
180
151
201
221
206
254
193
199
OS
189
212
219
227
236
233
297
221
229
237
DS
194
200
198
221
221
254
227
251
216
233
197
212
219
220
OS
185
225
213
236
227
279
221
227
236
DS
186
206
209
242
221
274
215
212
213
222
206
202
217
219
OS
186
206
222
212
232
228
322
213
228
237
DS
191
205
218
240
232
314
216
292
228
230
203
209
232
237
COM 1 COM 2 COM 3 MCL 1 MCL 2 MCL 3
Figura 6 | Perfil de dureza en muestra “one-side”
Figura 7 | Perfil de dureza en muestra “double-side”Figura 8 | . Perfil de durezas en probetas “on-side”
Nº 136 201326
En la tabla 5 se muestran los resul-tados obtenidos y donde puede observarse que un gran numero de probetas se encuentran con buena penetración en los lados. La falta de penetración en la raíz que se encuentra en algunas probetas se debe a la técnica de soldadura empleada (por empuje).
Las figuras 12 y 13 muestran todos los puntos de penetración obteni-dos tanto en la raíz como en los catetos.
La figura 14 muestra las longitudes de los catetos obtenidos con los parámetros fijados
Ensayo de Dureza (HV10) - DOUBLE SIDE
100150200250300350400
MB Ala
ZAC G
F Ala
ZAC G
G Ala
ZF Ala
MA 1
ZF Alm
a 1
ZAC G
G Alm
a 1
MB Alm
a
ZAC G
G Alm
a 2
ZF Alm
a 2MA 2
ZAC G
F Ala
2
ZF Ala
2
COM 1 COM 2 COM 3 MICRO 1 MICRO 2 MICRO 3 Máximo
Acero Carbono Microaleado
One Side Double Side One Side Double Side
COM
2
COM
3
COM
3 Prom COM
1 COM
2 Prom MCL
1 MCL
2 MCL
3 Prom MCL
1 MCL
2 MCL
3 Prom
0 0,6 0,3 0,5 0 0 0,2 0 0,4 0,4 0,3 0,1 0,6 0 0,2
0,85 0,9 0,8 1,1 0,6 1,5 1,1 0,85 0,9 1,4 1,1 0,7 0,7 1,2 0,9
0,35 0,4 0,4 0 0 0,3 0,1 0,65 1 0,4 0,7 0,8 0 0,9 0,6
0,9 0 0,7 0,35 0,9 1,15 0,8 0,9 1,6 0,8 1,1 0,15 0,8 1,25 0,7
5,1 6,3 6,0 6 6,7 7,8 6,8 6,7 7,8 7 7,2 8,1 7,4 7,5 7,7
5,5 6,7 6,4 7,7 6,2 8,6 7,5 5,5 5,8 6,6 6,0 7,8 7,2 7,5 7,5
0,25 0,1 0,2 0,2 0,25 0,5 0,3 0,25 0,7 0,6 0,5 -0,1 -1,1 0,5 -0,2
1 0,8 0,7 0,3 0,4 0,1 0,3 0,6 0,4 0,8 0,6 0,7 0,3 0,3 0,4
COM 1
0,35
0,7
0,55
1,15
6,5
7
0,2
0,2
0,3 0,6 0 0,3 0,4 0,5 0,2 0,4
0,6 1,1 0,2 0,6 0,7 0,65 0,6 0,7
0 0,5 0,6 0,4 0,85 0,8 0 0,6
0,9 0,75 0,25 0,6 0,45 0,6 0,55 0,5
6 6,8 7,7 6,8 6,2 7,2 7,5 7,0
6,5 7,2 7,7 7,1 6,3 6,7 6,7 6,6
0,1 0,4 0 0,2 -0,1 0 -0,3 -0,1
0,1 0,2 0,2 0,2 0,4 0,1 1,4 0,6
Punto
a
b
c
d
e
f
g
h
i
j
k
l
m
n
o
p
q
r
Descripción
Penetración minima cateto A1
Penetración máxima cateto A1
Pen etración mínima cateto Ala
Penetración máxima cateto Ala
Medida de cateto A1
Medida de cateto Ala
Penetración raíz
Desviación superficial central
Desviación superficial lateral
Penetración mínima cateto A2
Penetración máxima cateto A2
Penetración mínima cateto Ala
Penetración máxima cateto Ala
Medida cateto A2
Medida cateto Ala
Penetración raíz
Desviación superficial central
Desviación superficial lateral
Figura 9 | Perfil de durezas en probetas “double-side
Tabla 5. Resultados de las mediciones en las geometrías de las soldaduras realizadas, medidas en mm .
Nº 136 2013 27
Conclusiones O Se obtuvieron soldaduras acep-
tables en aceros microaleados aplicando similares parámetros de soldadura que en los utilizados para aceros al carbono
O Los niveles de dureza para todas las probetas se encuentran por debajo de los límites establecidos por código de soldadura (AWS D1.1:2010), por lo cual no existen microestrcutras frágiles susceptibles a fisuración en frío.
O Se aconseja el uso de técnica de soldadura por arrastre en soldadura de filetes de única pasada con el obje-tivo de obtener mayor penetración.
AgradecimientosEspecial agradecimiento a toda la estructura de la Fundación Latinoa-mericana de Soldadura y en especial a Darío Gastón Jorge por todo su aporte en la resolución de las meta-lografías realizadas
Figura 12 | Perfil de penetración de raíz en probetas
Figura 13 | Perfil de penetración de raíz en probetas
Figura 14 | Tamaño de los catetos obtenidos.
Referencias1. Bruna R., Siciliano P., Boardig-non P and Nomaksteinsky C, 2002, “Development of High Strength Nb-V-Ti Steels for ERW Pipes by Thermo-Mechanical Controlled Pro-cessing at Siderar”
2. Tamehiro H. – “Properties of High-Toughness X80 Line Pipe Steels” Nippon Steel Corporation, August 1987.
3. M. Zalazar, N.M. Ramini de Ris-sone y E. Surian, “Análisis de la soldabilidad de aceros de cañerías microaleados utilizando dos proce-sos de soldadura”.
4. AWS Welding Handbook, Vol. 1, 9th edition, American Welding Society
5. Svetsaren, Vol 59, N° 1, 2004
Penetración raíz
0,2 0,250,1 0,2 0,25
0,50,25
0,7 0,6 0,5
-1,1-0,1
-1,2
-0,7
-0,2
0,3
0,8
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Penetración raíz
Penetración Cateto MICRO (Máximo, Mínimo y Promedio
0
0,4 0,40,3
0,1
0,6
00,2
0,85 0,9
1,4
1,1
0,7 0,7
1,2
0,9
0
0,5
1
1,5
1 2 3 4 5 6 7 8
Penetración minima cateto A1Penetración máxima cateto
Longitud Catetos
75,5
6,77,7
6,2
8,6
5,5 5,86,6
7,8 7,2 7,5
0
2
4
6
8
10
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Medida de cateto A1Medida de cateto A
Figura 10 | Perfil de medición en muestra “one-side”
Figura 11| Perfil de medición en muestra “double-side”
Nº 136 201328
SOLDADURA FCAW-G EN ACEROS DE ALTO CARBONO Y
ALTA RESISTENCIA
Introducción
Si bien la soldadura de aceros de alta resistencia es bien conocida en la literatura y analizada en varios documentos de soldadura interna-cionales; la soldadura de aceros de alto carbono y alta resistencia aleados con Cr-Mo es una opera-ción complicada desde la operati-vidad de los procesos que deben llevarse a cabo para la obtención de soldaduras sanas y con propie-dades similares al metal base.
Dichas operaciones comprenden la limpieza, el precalentamiento y el tratamiento térmico post-soldadura, las cuales a su vez pueden obte-nerse aplicando diferentes métodos y/o tablas.
Debido a que los aceros al carbono con contenidos de 0,40% p/p y aceros al Cr-Mo del tipo AISI 4xxx se aplican en muchos sectores de la industria nacional e internacio-nal, no solo para la construcción sino también en la reparación de piezas con altos ciclos de trabajo, presentamos este trabajo técnico en el cual hemos puesto nuestro esfuerzo y también todo nuestro know-how tratando de obtener soldaduras sanas con procedi-mientos de soldadura más senci-llos y con la implementación de
nuevos consumibles que debido a su tecnología de fabricación ayudan en el sistema de soldadura.
Precauciones en la soldadura de aceros de alta resistenciaDel conocimiento interno del Dpto técnico de ESAB AR y de la amplia literatura técnica disponible se pue-den mencionar los siguientes pun-tos importantes en la soldadura de aceros de alta resistencia y alto con-tenido de carbono.
Fisuración en fríoEn estos materiales es factible incrementar la resistencia mecánica mediante ciclos térmicos debido a que poseen elevado porcentaje de carbono y elementos de aleación los que, en contrapartida, dificultan la soldabilidad ya que incrementan el carbono equivalente.
El riesgo de fisuración en frío ocurre cuando existen conjuntamente, pre-sencia de hidrógeno, microestructura susceptible, tensiones y temperatura cercana a la ambiente [1].
Una manera clásica de evitar la fisu-ración por hidrógeno es a través del precalentamiento de la junta a soldar. Esto disminuye la velocidad de enfriamiento de la soldadura y reduce la probabilidad de formación de microestructuras peligrosas en
Por: Ing. Hernán Ghibaudo, Jefe de Capacitación FLS.
Nº 136 2013 29
En base a ecuaciones propuestas por Dearden y O`Neil en 1940, la cuál puede utilizarse para C> 0,18%, o cuando se requieran soldaduras con tiempos de enfriamiento lentos, mayores de 12 segundos.
La ecuación propuesta por Y. Ito y K. Bessyo en 1968.
Como regla general, un acero se considera soldable si el carbono equivalente (CEIIW) según la fórmula del International Institute of Welding es menor a 0,4%. Este valor esta-ría indicando cómo los elementos de aleación presentes en el acero afectan las transformaciones carac-terísticas favoreciendo la formación de microestructuras susceptibles a fisuración por hidrogeno en la ZAC.
El carbono equivalente provee una indicación del tipo de microestruc-tura esperada en la ZAC en fun-ción de la velocidad de enfriamiento desde una temperatura máxima.
Si bien resulta un parámetro atractivo para evaluar la soldabilidad de distintos aceros, por si sólo no es suficiente. Pri-mero debido a que la soldabilidad no es gobernada exclusivamente por la composición química del acero siendo el espesor de la junta (o espesor gobernante según algunos Códigos de construcción) un factor a consi-derar en el momento de seleccionar temperaturas de precalentamiento y/o tratamientos térmicos post soldadura.
La soldabilidad también se ve afectada por la historia térmica del material y tensiones mecánicas desarrolladas antes, durante y des-pués de realizada la unión. También, posee un rol importante la adecuada elección del consumible.
la ZAC y en metal de aporte [2]. La temperatura de precalentamiento actúa sobre la velocidad de difusión del hidrogeno y previene la forma-ción de martensita en los aceros de alto carbono. Como, efecto secun-dario reduce las tensiones residua-les disminuyendo los gradientes térmicos asociados a la soldadura.
El fenómeno de fisuración en frío es de tal importancia práctica que se han desarrollado numerosos ensa-yos para estudiar la susceptibilidad de un material (Slot, Tekken y WIC) a la misma, permitiendo establecer una temperatura de precalenta-miento adecuada que garantice una soldadura libre de fisuras [3].
SoldabilidadEs la mayor o menor facilidad con que un metal permite que se obtengan soldaduras sanas y homogéneas, que respondan a las necesidad para las que fueron concebidas inclu-yendo códigos de fabricación.
Desde el punto de vista metalúr-gico durante la soldadura en estado líquido en una región muy pequeña el material a ser soldado alcanza el estado líquido y luego solidifica.
El aporte térmico suministrado se utiliza para fundir el metal de aporte (si existe), fundir parcialmente el metal base y el resto se transfiere a través del metal de soldadura modi-ficando la microestructura (y propie-dades mecánicas) inicialmente
Un parámetro útil para evaluar la sol-dabilidad de los aceros es el con-cepto de CARBONO EQUIVALENTE (CE). Este consiste en una ecua-ción que relaciona la composición química del material. Hay distintas ecuaciones para calcular el CE, las cuales se mencionan a continuación
Propuesto por el Instituto Internacio-nal de Soldadura (IIW)
15)(
5)(
6CuNiVMoCr)(Mn
CCEIIW+
+++
++=
BVMoCrCuMn
CCMP 51015
Ni6020
Si30
+++++ +
+=
Nº 136 201330
Diagrama de Graville para analizar la soldabilidad de los aceros
La Figura 1 muestra el diagrama de Graville, el cuál resulta una herra-mienta útil para evaluar la necesidad de precalentamiento o tratamiento térmico post soldadura basada en conceptos de composición química (no considera espesor), en el mismo se grafica la relación entre Carbono y el CEQ del metal base y considera 3 zonas.
Zona I: Aceros de bajo carbono y bajo endurecimiento no suscepti-bles a fisuras.
Zona II: Aceros con mayor por-centaje de Carbono y bajo endu-recimiento, el riesgo a fisuras en la ZAC puede ser evitado mediante el control de la velocidad de enfria-miento, por medio del aporte tér-mico o en menor extensión el precalentamiento.
Zona III: Aceros con elevado por-centaje de carbono y alto endureci-miento y en todas las condiciones de soldadura pueden producir microes-tructuras susceptibles a fisuras.
Desde el punto de vista de selec-ción de parámetros de soldadura este diagrama indicaría que si por su composición química un acero se ubica en la zona II su soldadura debe involucrar el uso de proce-sos de bajo hidrogeno y precalen-tamiento, mientras que si un acero es ubicado en la Zona III se deben aplicar procesos de bajo hidrógeno, precalentamiento y tratamientos tér-micos post soldadura.
ConsumiblesLa elección de los consumibles uti-lizados para este tipo de aceros también es un aspecto importante debido, principalmente al hidrogeno difusible que pueden contener desde su fabricación y que pueden trasmitir
0,40
0,30
0,20
0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70
0,10
0,00
CON
TEN
IDO
DE
CARB
ON
O, P
ORC
ENTA
JE
CARBONO EQUIVALENTE (CE)
ZONA II
ZONA I
ZONA III
Figura 1 | Diagrama de Graville
Nº 136 2013 31
al sistema de soldadura. Siempre se recomienda la soldadura con consu-mibles de bajo tenor de hidrogeno difusible (< 5 ml/100grs), de manera de disminuir la fisuración en frío.
Desarrollo TécnicoEl desarrollo del procedimiento se empieza a gestar debido a un pro-blema de soldadura que ocurre cuando el cliente realiza la soldadura de barras SAE 4140 (forjado + reve-nido) y SAE 1040 (barra trefilada). Las barras poseen un diámetro de 11 mm y se preparan con bisel a 30° aproximadamente (la tarea de biselado se efectúa en forma manual por amolado). La soldadura se realizaba con alambre ER70S-6 de 0,9 mm con protección de gas mezcla (80%Ar-20%CO2). En el pro-cedimiento de soldadura empleado no se realiza precalentamiento de las piezas y si se le realiza un TTPS (temple en aceite + revenido).
Los problemas que se tuvieron fue-ron los siguientes:
O Falta de fusión del acero SAE 4140 luego de soldado + TTPS
O Rotura en ZAC en la parte del acero SAE 4140 luego del soldado + TTPS
O Porosidad en algunas piezas luego de ser pulidas y retirado el sobre-espesor
O Falta de penetración en el centro de las piezas
Como acciones correctivas a este procedimiento de soldadura se lle-varon las siguientes acciones:
O Soldadura con alambre tubular del tipo E71T-1 rutílico. Se tuvieron problemas de atrape de escoria ya que para obtener una soldadura completa se deben realizar dos capas de soldadura o “layer” y por no poder retirar la escoria de la pri-mera pasada, la segunda no alcanza a fundirla. También se debe mencio-nar que los soldadores nunca habían trabajado con este tipo de alambres, con lo cual no sabían la técnica y los parámetros de soldadura óptimos para este tipo de alambre.
O Realización de un distensionado (200 °C – 2 horas) del conjunto sol-dado antes del temple + revenido
O Soldado de las piezas ya templa-das y antes del tratamiento térmico de revenido (350 °C – 2 horas)
O Modificar el enfriamiento de las piezas colocando un recipiente con arena luego de realizar las soldadu-ras con alambre macizo antes de realizar el temple + revenido de las piezas.
Con todos estos cambios no se había conseguido disminuir la taza de rotura, la cual era superior al 15 %. Sin contar todas aquellas roturas que pueden ocurrir en el sistema ya funcionando debido a problemas de fisuración en frío.
En las fotografías 2, 3, 4, 5 y 6 se pueden apreciar las pruebas rea-lizadas y las roturas obtenidas con los procedimientos de soldadura empleados. En la fotografía 5 en particular se puede observar el área de rotura dúctil y fragil
Fotografía 2
Fotografía 3
Fotografía 4Fotografía 5 Fotografía 6
Nº 136 201332
Propuesta de procedimiento de soldaduraSegún lo detallado se realizan los cálculos para obtener la tempera-tura de precalentamiento, TTPS y la elección del consumible, así como también determinar la prepara-ción de junta y los parámetros de soldadura.
Composición Química y Carbono equivalenteEn las tablas I y II se muestra la composición química promedio de cada acero y también el carbono equivalente obtenido con las for-mulas mencionadas.
Diagrama de GravilleLa tabla III muestra los resultados obtenidos al utilizar el Diagrama de Graville. En este caso como se debe realizar la soldadura de dos aceros con composiciones químicas dife-rentes deben utilizarse los resul-tados obtenidos para el acero de menos soldabilidad.
Calculo de temperatura de pre-calentamiento y Tratamiento térmico post-soldadura.
Las temperaturas de precalenta-miento fueron calculadas mediante software de ESAB y se informan en la tabla IV.
Se toma como temperatura de pre-calentamiento para el conjunto sol-dado la temperatura informada para el material de baja aleación, el cual es el más propenso a presentar pro-blemas de soldabilidad.
El TTPS de temple + revenido es el recomendado por la empresa pro-veedora de aceros y el informado en la literatura general.
Propuesta ESABSi bien en nuestro país y desde hace muchos años se emplean electro-dos revestidos del tipo básico de alta resistencia para este tipo de soldaduras, en este caso en parti-cular era necesario contar con un consumible que pueda utilizarse en GMAW o FCAW debido a que el proceso de soldadura debía ser en línea con una producción de aproxi-madamente 200 soldaduras por día.Debido a esta situación se reco-mienda el uso del alambre Dual
%C
0.38 – 0.43
SAE 4140
%Si
0.15 - 0.35
%Mn
0.75 - 1.00
%P
0.04
%S
0.04
%Cr
0.80 - 1.10
%Mo
0.15 - 0.25
CEIIW
0,78
PCM
0,51
%C
0.37 - 0.44
SAE 4140
%Si
0.07 - 0.6
%Mn
0.6 - 0.9
%P
0.03
%S
0.05
%Cr
-
%Mo
-
CEIIW
0,46
PCM
0,46
Acero
SAE 4140
SAE 1040
Graville
Zona III
Zona II
Observaciones
Consumibles de bajo hidrógeno, precalentamiento y TTPS
Consumibles de bajo hidrógeno y precalentamiento
Tabla I. Composición química y carbono equivalente del acero SAE 4140
Tabla II. Composición química y carbono equivalente del acero SAE 1040
Tabla III. diagrama de Graville
Nº 136 2013 33
Shield T-4130 LN el cual es un alam-bre tubular del tipo básico con bajo porcentaje de nitrógeno, lo cual dis-minuye la soldabilidad [4]. En este tubular la formación de escoria no es un problema debido a que la misma es fina y por lo tanto fácil de poder quemar, si como en este caso, es necesario poder obtener una solda-dura con dos pasadas sin cortes de arco. Los parámetros de soldadura fueron fijados según la operatividad del consumible y dentro del rango establecido por el fabricante en el data sheet del consumible.
Con respecto a la preparación de juntas se determinó realizar pruebas con dos tipos de preparación de juntas diferentes:
O Junta en V con ángulo de bisel aproximado de 55 – 60°. Talón de 2-3 mm y una separación de raíz de 0 – 1mm.
O Junta en media V con ángulo de 25 – 30 °. Talón de 2-3 mm y sin separación.
Por último se determina realizar pruebas con diferentes temperatu-ras de precalentamiento y tiempos desde la soldadura hasta el inicio del TTPS. En este punto se busca dis-minuir los tiempos de calentamiento aumentando así la producción de las piezas. En la tabla V se muestran los resultados obtenidos con los pará-metros fijados y en las fotografías 7, 8 y 9 se muestran los ensayos reali-zados a las nuevas piezas obtenidas
Resultados O Se realizaron un total de 24 pro-
betas de las cuales todas pasaron en ensayo de plegado luego del TTPS.
O Es importante destacar que se realizaron pruebas sin precalen-tamiento con TTPS y las mismas tuvieron muy buenos resultados luego del TTPS
O La falta de penetración en algunas probetas se debe a que el sistema de soldadura no es totalmente auto-matizado con lo cual el giro de las piezas no es constante
ESAB – SU SOCIO EN SOLDADURA Y CORTE
Composición Química
C
Mn
Ni
Cr
Co
Mo
V
Carbono Equivalente Químico (CEQ)
Carbono Equivalente Total (CET)
Espesor MB
Carbono Equivalente Espesor (CEE)
Carbono Equivalente Total (CET)
Temperatura de Pre-calentamiento
Temperatura de Pre-calentamiento
Unidad
%
%
%
%
%
%
%
%
mm
%
%
°C
Datos
0,43
1
0
1,1
0
0
0
0,79
11,00
0,04345
0,83345
267,34
CÁLCULO TEMPERATURA DE PRE-CALENTAMIENTO
Tabla IV. Resultado de la temperatura de precalentamiento recomendada por el fabricante de consumibles
Fotografía 7
Fotografía 8
Fotografía 9
Nº 136 201334
O El atrape de escoria en algunas probetas se debe a que los soldado-res nunca habían trabajo con alambres tubulares, con lo cual deben afianzar la técnica de soldadura explicada por el Dpto de A. Técnica de ESAB AR.
O La junta que mejor se adapto es la en V ya que la junta en K tiene como dificultad el ataque de la torcha sobre el lado no biselado y debido a la alta velocidad de giro de las varillas difi-culta la técnica de soldadura
O El consumible se comporto muy bien en cuanto a su operatividad con bajas corrientes de soldadura y con un arco muy estable
Referencias[1] Evaluación a la fisuración en frio de un acero de alta resistencia. H.J. Que-sada a, M. Zalazar a y E.P. Asta b[2] Soldabilidad de aceros. U-4 Uni-versidad Nacional del Comahue. M. Zalazar[3] N. G. Alcantara, J. H. Rogerson. A prediction diagram for preventing hydrogen-assisted cracking in weld metal,Welding Journal, 116-122-s, 1984.[4] Nitrogen and hydrogen effects on the mechanical properties behaviour of ferritic – perlitic steels. Brandaleze, Chiapparoli, Mansilla, López y Romero. 3 IAS Conference on uses of steel.
Tabla V. Resultados de ensayos realizados
www.esab.com.ar
OK® AristoRod™
Un alambre sólido, de alta performance, para el proceso MIG / MAG sin revestimiento de cobre, para un rendimiento de soldadura superior.
Presentación Diámetro Código SAP
Bobinas (18 kg) 0,9 mm 1,2 mm
303239 303241
MarathonPac™ (120 kg) 0,9 mm 1,2 mm
304300 303247
MarathonPac™ (120 kg) 0,9 mm 1,2 mm
303243 303248
ClasificacionesAlambre AWS EN- ISO
OK® AristoRod™ 12.50 A5.18 ER70S-6
14341-A G3Si1
Características
• Excelente estabilidad de Arco;
• Mejor alimentación del alambre aún en torchas largas;
• Menor obstrucción de los conductos de alambre. Menor frecuencia de mantenimiento de torchas;
• Reducción en el consumo de picos de contactos. Mayor tiempo de arco;
• Mejor reencendido de arco. Ideal para puestos robotizados;
• Promueve un ambiente más saludable de trabajo. Menor presencia de cobre en los humos de soldadura;
• Elevada resistencia a la Oxidación;
• Disminución de salpicaduras. Menor tiempo de limpieza de piezas luego de ser soldadas.
OK® AristoRod™, con características de superficie avanzadas (ASC), lleva las operaciones de soldadura manuales, mecanizadas o robóticas a nuevos niveles de rendimiento y de eficiencia general. Este alambre sin revestimiento de cobre no contamina los alimentadores, los conductos ni los picos de contacto con partículas de cobre. De este modo, el alambre se suministra sin dificuldad y se obtiene alta estabilidad en el proceso, menor consumo de partes desgastadas y propiedades superiores de la soldadura. Con OK® AristoRod™ se gana mayor productividad, mejor calidad de las soldaduras, un entorno de trabajo más limpio, y simultáneamente se reducen los costos generales de soldadura. OK® AristoRod™ está disponible en bobinas sin adaptador, de 18 kg y en tambores octogonales Marathon Pac™, de 120 y 250 kg.
Buenos Aires(54 11) 4754 [email protected]
Patagonia(011) [email protected]
Centro, Cuyo y Noa(0351) 481-5953/8233 [email protected]
Litoral(0341) 4252594 / 5347-4245567/0936 [email protected]
N° Probeta
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
Consumible
Dual ShieldT-4130-
LN 1,2 mm
Preheat
25 °C
250
300°C
Corriente (A)
150
150
150
150
150
Voltaje (V)
19
19
19
19
19
Velocidad (cm/seg)
0,34
TTPS
Temple -
Revenido
250°-
2 horas
Plegado
OK rompe en MB
Tipo de Junta
V-60°
Single V-30°
V-60°
V-60°
Single V-30°
Observaciones
Si bien la rotura se encuentra en el MB en algunas piezas se encontró escoria retenida y falta de fusión en los bordes biselados
Falta de fusíon en el borde recto
Si bien la rotura se encuentra en el MB en algunas piezas se encontro escoria retenida y falta de fusión en los bordes biselados
Falta de fusíon en el borde recto
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Un alambre sólido, de alta performance, para el proceso MIG / MAG sin revestimiento de cobre, para un rendimiento de soldadura superior.
Presentación Diámetro Código SAP
Bobinas (18 kg) 0,9 mm 1,2 mm
303239 303241
MarathonPac™ (120 kg) 0,9 mm 1,2 mm
304300 303247
MarathonPac™ (120 kg) 0,9 mm 1,2 mm
303243 303248
ClasificacionesAlambre AWS EN- ISO
OK® AristoRod™ 12.50 A5.18 ER70S-6
14341-A G3Si1
Características
• Excelente estabilidad de Arco;
• Mejor alimentación del alambre aún en torchas largas;
• Menor obstrucción de los conductos de alambre. Menor frecuencia de mantenimiento de torchas;
• Reducción en el consumo de picos de contactos. Mayor tiempo de arco;
• Mejor reencendido de arco. Ideal para puestos robotizados;
• Promueve un ambiente más saludable de trabajo. Menor presencia de cobre en los humos de soldadura;
• Elevada resistencia a la Oxidación;
• Disminución de salpicaduras. Menor tiempo de limpieza de piezas luego de ser soldadas.
OK® AristoRod™, con características de superficie avanzadas (ASC), lleva las operaciones de soldadura manuales, mecanizadas o robóticas a nuevos niveles de rendimiento y de eficiencia general. Este alambre sin revestimiento de cobre no contamina los alimentadores, los conductos ni los picos de contacto con partículas de cobre. De este modo, el alambre se suministra sin dificuldad y se obtiene alta estabilidad en el proceso, menor consumo de partes desgastadas y propiedades superiores de la soldadura. Con OK® AristoRod™ se gana mayor productividad, mejor calidad de las soldaduras, un entorno de trabajo más limpio, y simultáneamente se reducen los costos generales de soldadura. OK® AristoRod™ está disponible en bobinas sin adaptador, de 18 kg y en tambores octogonales Marathon Pac™, de 120 y 250 kg.
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