TEMA 2.23 ALUMINIO Y ALEACIONES DE ALUMINIO

Transcripción

ASOCIACIÓN ESPAÑOLA DE SOLDADURA Y TECNOLOGÍAS DE UNIÓN
TEMA 2.23
ALUMINIO Y ALEACIONES DE
ALUMINIO
Actualizado por: José Ramón Ibars Almonacil
Julio 2007
Rev. 2
-CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS INTERNACIONALES DE SOLDADURA-
INDICE
1.- EL ALUMINIO Y SUS ALEACIONES
1.1.- Propiedades del aluminio puro
1.1.1.- Propiedades físicas
1.1.2.- Propiedades químicas
1.1.3.- Propiedades mecánicas
1.2.- Obtención del aluminio
1.3.- Principios de los tratamientos térmicos de las aleaciones de aluminio
1.4.- Aleaciones de aluminio
1.5.- Nomenclatura de las aleaciones de aluminio
1.5.1.- Aleaciones de forja
1.5.2.- Aleaciones de colada
1.6.- Aleaciones de aluminio coladas
1.6.1.- Aleaciones aluminio-cobre
1.6.2.- Aleaciones aluminio1.6.3.- Aleaciones aluminio-magnesio
1.6.4.- Aleaciones aluminio-Cu-Si
1.6.5.- Aleaciones aluminio-Mn
1.7.- Aleaciones de aluminio forjadas
1.7.1.- Influencia del conformado por deformación plástica en el endurecimiento de las
aleaciones de aluminio
1.7.2.- Conformado en frío y endurecimiento en frío.
1.7.3.- Conformado en frío y endurecimiento por precipitación
1.7.4.- Aleaciones de aluminio forjadas no tratables térmicamente
1.7.5.- Aleaciones de aluminio forjadas tratables térmicamente
2.- SOLDABILIDAD DEL ALUMINIO Y SUS ALEACIONES
2.1.- Efectos metalúrgicos
2.1.1.- Metal de soldadura
2.1.2.- Zona afectada térmicamente
2.2.- Resistencia y ductilidad
2.2.1.- Aleaciones no tratables térmicamente
2.2.2.- Aleaciones tratables térmicamente
2.2.3.- Tratamiento térmico postsoldeo
2.3.- Resistencia a la cortadura
2.4.- Resistencia al impacto
2.5.- Resistencia a la fatiga
2.6.- Efecto de la temperatura
2.7.- Características de la fractura
2.8.- Resistencia a la corrosión
2.9.- Influencia de las capas de óxidos superficiales sobre a soldabilidad del aluminio
2.10.- Tendencia a la formación de fisuras de cráter
3.- SELECCIÓN DEL METAL DE APORTE
3.1.- Agrietamiento
3.2.- Resistencia mecánica
3.3.- Temperatura de servicio
3.5.- Acabado superficial
3.6.- Almacenamiento y manipulación de los consumibles
4.- PROCESOS DE SOLDEO
4.1.- Soldeo con arco eléctrico
4.1.1.- Geometría de la union. Preparación de bordes
4.1.2.- Soldeo TIG
4.1.2.1.- Características del proceso
4.1.2.2.- Equipo de soldeo
Tema 2.23 -1Rev.2– Julio 07
4.1.2.3.- Corriente de soldeo y polaridad
4.1.2.4.- Técnica de soldeo
4.1.2.5.- Corriente continua de polaridad directa
4.1.2.6.- Corriente continua de polaridad inversa
4.1.2.7.- soldeo con corriente alterna de onda cuadrada
4.1.2.8.- Electrodos
4.1.2.9.- Sistemas de protección para soldeo TIG
4.1.3.- Soldeo con protección gaseosa y electrodo consumibles ( MIG )
4.1.3.1.- Equipo
4.1.3.2.- Sistemas de alimentación de alambre
4.1.3.3.- Fuentes de alimentación
4.1.3.4.- Gases de protección en el soldeo MIG del aluminio y sus aleaciones
4.1.3.5.- Modos de transferencia
4.1.3.6.- Procedimientos de soldeo
4.1.3.7.- Soldeo MIG automático
4.1.3.8.- MIG por puntos
4.1.4.- Soldeo con electrodo revestido
4.1.5.- Soldeo con plasma de aluminio y sus aleaciones
4.2.- Soldeo por haces de alta energía
4.2.1.- Soldeo de aluminio por haz de electrones
4.2.1.1.- Geometría de la unión
4.2.1.2.- Equipos y condiciones de soldeo
4.2.1.3.- Pérdida de elementos y propiedades
4.2.2.- Soldeo por láser
4.3.- Soldeo por resistencia
4.3.1.- Soldabilidad
4.3.2.- Diseño de la union
4.3.3.- Preparación de la superficie
4.3.4.- Resistencia de contacto
4.3.5.- Soldeo por puntos
4.4.- Soldeo en estado sólido
4.4.1.- Soldeo frío
4.4.2.- Soldeo por ultrasonidos
4.4.3.- Soldeo por explosión
4.4.4.- Soldeo por difusión
4.4.5.- Soldeo por fricción
4.5.- Soldeo oxigás
4.6.- soldeo fuerte
4.7.- Soldeo blando
4.8.- Otros procesos de soldeo
4.8.1.- Soldeo por chisporroteo
4.8.2.- Soldeo de espárragos
4.8.3.- Soldeo por alta frecuencia
4.8.3.1.- Equipo
4.8.4.- Soldeo con adhesivos ( uniones híbridas )
5.- PROCESOS DE CORTE PARA EL ALUMINIO
6.- APLICACIONES
6.1.- soldeo de fundiciones de aluminio
7.- REFERENCIAS
1.- EL ALUMINIO Y SUS ALEACIONES
El aluminio es el metal más abundante en la corteza terrestre en una proporción aproximada del 8%. En
un principio, el aluminio se consideró como un metal precioso y la primera presentación pública de este
metal fue en 1855 en la Exposición Universal de París.
A principios de siglo, el aluminio era poco empleado, ya que era ligero, muy blando, dúctil y sobre todo
mecánicamente poco resistente. No obstante, en 1915 la industria intentó abrir mercados con el aluminio
comercialmente puro y varias aleaciones más de colada y forja. No obstante, no fue hasta con la aparición
de la aleación conocida como "duraluminio" cuando la industria del aluminio empezó a expandirse. El
duraluminio experimentaba un envejecimiento natural a temperatura ambiente que producía un aumento
considerable de la resistencia mecánica. Esta aleación era la base para la construcción de aviones y
dirigibles. A partir de ese momento el empleo del aluminio y sus aleaciones ha ido en auge y se utiliza para
diversos campos como la aeronáutica, el automóvil, industrias químicas, etc.
1.1 Propiedades del aluminio puro
1.1.1 Propiedades físicas
Las propiedades físicas más destacables del aluminio y sus aleaciones son: poco peso y conductividad
elevada, tanto térmica como eléctrica. En la tabla 1 se presenta un resumen de las propiedades físicas más
características del aluminio puro. Evidentemente, algunas de estas propiedades varían según el contenido
en impurezas.
TABLA 1 RESUMEN DE LAS CARACTERÍSTICAS FÍSICAS DEL ALUMINIO
Propiedades
Color
Estructura cristalográfica
Parámetro reticular a (25ºC)
Densidad a 20ºC
Cambio volumétrico durante la solidificación
Calor de combustión
Punto de fusión
Punto de ebullición
Calor específico (20ºC)
Coeficiente lineal de expansión térmico
Conductividad térmica a 0ºC
Conductividad térmica a 100ºC
Resistividad eléctrica a 20ºC
Susceptibilidad magnética I8ºC xl06
Valor
Blanco-plata
Cúbica centrada en las caras
0.40414 nm
2.699 g/cc
6,7%
200 Kcal/at-gr
660,2º C
2057º C / 2480º C
930 J
x 106
23,0 (20-100º C)
0,50 cal/s/cm2/cm/ ºC
0,51 cal/s/cm2/cm/ ºC
2,69 μΩcm
0,63
1.1.2 Propiedades químicas
Tanto el aluminio puro como las aleaciones de éste presentan una gran resistencia a la corrosión debido
a la formación de una capa fina (4 a 5 μm de espesor) y adherente de óxido de aluminio sobre la superficie
del metal. Esta capa de óxido constituye una película impermeable que impide la difusión del oxígeno hacia
el metal base, haciendo al aluminio y sus aleaciones muy resistentes a la corrosión. Si en determinadas
aplicaciones industriales se necesita una mayor resistencia a la corrosión, ésta se puede conseguir
mediante anodizado, consistente en aumentar el espesor artificialmente de la capa por un procedimiento de
oxidación profunda y, con posterioridad, colmatado por inmersión en agua caliente.
El ácido clorhídrico, fluorhídrico y sulfúrico concentrado pueden atacar fácilmente al aluminio y a sus
aleaciones, mientras que en soluciones de ácido nítrico, amoniaco y en la mayoría de ácidos orgánicos
reaccionan ligeramente. La resistencia química del aluminio depende de la composición química y
concentración de la solución así como de la pureza del metal. Por ejemplo, en ácido nítrico el aluminio de
pureza 99,99% es mucho más resistente al ataque que el aluminio de pureza 99,5%. Aleantes como el
silicio o el zinc hasta un 1 % tienen un efecto muy débil sobre la resistencia a la corrosión, mientras que
aleantes de elevado número atómico, como el cobre o el níquel, variaciones del 0,1 %, afectan fuertemente
a la resistencia.
Según el efecto que tienen los aleantes sobre la resistencia a la corrosión, éstos se pueden clasificar en:
-
Elementos que mejoran la resistencia a la corrosión: cromo, magnesio y manganeso
-
Elementos que empeoran la resistencia: cobre, hierro, níquel, estaño, plomo y cobalto
-
Elementos que tienen poca influencia: silicio, titanio, zinc, antimonio, cadmio y circonio.
1.1.3 Propiedades mecánicas
Como ya se ha mencionado, el principal problema del aluminio es su baja resistencia mecánica. Por este
motivo el aluminio y sus aleaciones se tratan térmicamente o se someten a procesos de forja para mejorar
sus propiedades mecánicas. El módulo delasticidad del aluminio es relativamente bajo y sensible al grado
de impurezas de éste. Por ejemplo, el valor del modulo de Young del Al (99,997%) es de 64.200 N/mm2,
mientras que para el Al (99.950%) es de 69.000 N/mm2.
En la tabla 2 se presentan algunas características del aluminio puro.
TABLA 2 PROPIEDADES ELÁSTICAS DEL ALUMINIO
Propiedades
Modulo de elasticidad 99,99%
Módulo de elasticidad 99.950%
Módulo de rigidez
Coeficiente de Poisson
Valor
64.200 N/mm2
69,000 N/mm2
17.000 N/mm2
0,32 - 0,36
1.2. Obtención del aluminio
Es uno de los metales que se obtienen industrialmente en mayor escala. El aluminio se obtiene
principalmente de la bauxita (mineral de óxido de aluminio natural impurificado con Fe2O3 y SiO2).
La metalurgia del aluminio es muy diferente de la de otros metales, tales como el hierro, estaño, plomo,
etc., en las que la reducción de los óxidos se hace mediante carbón. Aunque la reducción del óxido
alumínico con carbón se puede realizar en horno eléctrico, a una temperatura superior a los 2.000º C, los
óxidos que acompañan al óxido de aluminio, particularmente el óxido férrico, pero también el dióxido de
silicio y el dióxido de titanio, se reducen antes a la forma elemental, y el producto resultante sería una
aleación de aluminio-silicio-titanio que contiene carbono, de la que podría obtenerse aluminio puro, si bien a
un coste demasiado elevado.
La metalurgia extractiva del aluminio consta de dos etapas:
-
transformación de la bauxita en alúmina lo más pura posible
-
electrólisis de esta alúmina disuelta en criolita fundida
Para realizar la primera etapa, el procedimiento más corriente que se emplea es un método químico de
vía húmeda conocido como proceso Bayer, que se puso en práctica en 1892. En la figura 1 se muestra un
esquema de este proceso. El mineral debe ser liberado de sus impurezas de hierro antes de ser reducido
electrolíticamente a aluminio. Para hacer esto, se trata la bauxita con una solución alcalina caliente de
NaOH a 165ºC y a una presión de 6 atmósferas. De esta forma, el óxido de aluminio se disuelve dando una
solución de Al(OH)4-. Como el Fe2O3 no es anfótero, las impurezas de hierro no se disuelven y se pueden
separar por filtración. Posteriormente, la solución caliente de Al(OH)4- se enfría y se inoculan semillas de
A1203 para favorecer la posterior precipitación de A1203.3H2O. Mediante un proceso de filtración y
calcinación entre 1.200 y 1.300º C se obtiene un polvo blanco de A1203.
FIGURA 1. REPRESENTACIÓN ESQUEMÁTICA DEL PROCESO BAYER.
La etapa final consiste en la electrólisis del óxido de aluminio purificado, con criolita, Na3AlF6; éste último
para rebajar el punto de fusión del A1203, que es muy alto, (2.000ºC). La composición aproximada del
electrolito y temperatura que se utiliza corresponde al punto eutéctico de 81,5% de criolita y 18,5% de
alúmina, cuyo punto de fusión es de 935ºC. El aluminio fundido es más denso que el electrolito, de modo
que el aluminio se deposita en el fondo de la cuba que actúa de cátodo. Como ánodo se utilizan barras de
carbón, unidas a un soporte movible para regular la distancia al cátodo y, por tanto, la resistencia del
electrolito al paso de la corriente, a fin de mantener fundido éste. El aluminio fundido se extrae de las celdas
electroquímicas y se transporta en la fase líquida a hornos de aleación, donde se alean y transforman por
solidificación en lingotes, barras, etc. En la figura 2 se representa el proceso de electrólisis del Al2O3.
FIGURA 2. SECCIÓN ESQUEMÁTICA DE UNA CÉLULA ELECTROLÍTICA. : 1 CUBA DE ACERO; 2 AISLAMIENTO TÉRMICO
3 FONDO CATÓDICO Y BORDES DE CARBONO; 4 RAÍLES CATÓDICOS DE ACERO; 5 ENTRADA, DE ALUMINIO, DE
CORRIENTE CATÓDICA; 6 ALUMINIO LÍQUIDO; 7 ELECTROLITO LÍQUIDO FUNDIDO; 8 ÁNODOS DE CARBÓN PRECALCINADO; 9
MANGUITO DE ACERO; 1 0 TRAVESAÑOS ANÓDICOS DE ALUMINIO; 11 TOLVA DE ÓXIDO DE ALUMINIO; 12 EXTRACCIÓN DE GASES;
REFRACTARIO;
El aluminio producido por electrólisis en un baño de criolita normalmente tiene una pureza entre un 99,5 y
un 99,7%, siendo las impurezas más usuales el hierro y el silicio. Para obtener el metal con una pureza
mayor del 99.9%, el metal procedente del baño de criolita debe ser sometido a procesos de refinado. El
metal refinado tiene una gran ductilidad, alta conductividad eléctrica y excelente resistencia a la corrosión,
propiedades muy importantes para ciertas aplicaciones que justifican el coste extra del proceso de refinado.
Uno de los métodos usados para el refino del aluminio se basa en la diferencia de solubilidades de las
impurezas entre el sólido y el aluminio fundido (refinado por fusión zonas). Con este método se pueden
rebajar las impurezas hasta un valor de 10 ppm o 0.001%. Dicho método consiste en fundir por zonas una
barra de aluminio impurificado tal como se muestra en la figura 3. Otro método de refino del aluminio es el
electrolítico.
FIGURA 3. PROCESO DE REFINADO DEL ALUMINIO POR FUSIÓN POR ZONAS.
1.3. Principios de los tratamientos térmicos de las aleaciones de aluminio.
En la figura 4 se representa una porción del diagrama de equilibrio aluminio-cobre donde se muestra un
esquema de cómo varía la microestructura en función de la velocidad de enfriamiento y posterior tratamiento
térmico. También se observa como la solubilidad del cobre en la matriz de α disminuye con la temperatura
del 5.7% al 0,2%. Este hecho permite los tratamientos de solubilización por encima de la curva de
transformación, enfriado rápido o temple y posterior precipitación del CuAl2 mediante recocidos a bajas
temperaturas.
FIGURA 4. EFECTO DE LA VELOCIDAD DE ENFRIAMIENTO SOBRE LA MICROESTRUCTURA DE LA ALEACIÓN ALUMINIO-COBRE.
Si se parte de una solución sólida α (punto B) y se desciende la temperatura lentamente hasta cortar la
línea de solidus, el exceso de soluto de cobre se separa formando una fase nueva CuAl2. En situación de
equilibrio termodinámico, el diagrama de equilibrio nos proporciona información acerca de las fases
presentes, proporción y composición de cada una. La microestructura resultante está formada por granos de
fase α con una elevada dispersión de precipitados de CuAl2 (dibujo l). En este caso, como la velocidad de
enfriamiento es lenta, hay suficiente tiempo para que los precipitados crezcan y sean visibles al microscopio
óptico. Desde el punto de vista mecánico, la existencia de estos precipitados de gran tamaño no interesa, ya
que puede tener un efecto fragilizador.
Por el contrario, si esta solución sólida α (pto B) se enfría rápidamente por debajo de la línea de solidus
(temple) se obtiene una solución sólida sobresaturada que conserva todo el cobre inicial. Al enfriar
rápidamente no se ha dado tiempo a que la difusión atómica tenga lugar y se obtiene una microestructura
formada únicamente por granos de fase α (dibujo 2).
A temperatura ambiente, hay sistemas que tienden espontáneamente a la situación de equilibrio, es decir,
que existe suficiente movilidad atómica para que el sistema vaya expulsando poco a poco el exceso de
cobre mediante la formación de pequeños precipitados de CuAl2. Este fenómeno se conoce como
envejecimiento natural. Sin embargo, existen otros sistemas en que es necesario forzar esta reacción
precipitación mediante tratamientos térmicos. Estos sistemas se someten a temperaturas por debajo de la
curva de transformación (recocido) para inducir la precipitación. Este caso se conoce como envejecimiento
artificial.
Tanto en el envejecimiento natural como en el artificial, se obtiene una microestructura formada por
granos de fase α con una fina dispersión de precipitados que no son visibles al microscopio óptico. Dichos
precipitados se pueden observar y caracterizar mediante microscopía electrónica de transmisión. La
existencia de estos precipitados aumenta considerablemente la resistencia mecánica y la dureza de la
aleación.
La primera aleación endurecida por envejecimiento fue una aleación de Al-4,5% Cu conocida
comercialmente como "duraluminio". Esta aleación envejece a temperaturas por debajo de la temperatura
ambiente debido a que la solidificación es muy rápida en las piezas moldeadas y lingotes y no se alcanzan
las condiciones de equilibrio. El endurecimiento más importante tiene lugar los primeros días y se va
estabilizando con el tiempo. Cuando al sistema Al-Cu se le añade magnesio se conoce comercialmente
como "superduraluminio" ya que el magnesio, aumenta la velocidad de precipitación.
Guinier y Preston demostraron que en los procesos de precipitación a bajas temperaturas la
transformación de una fase sólida sobresaturada α a una fase θ de CuAl2 no era directa, sino que
transcurría a través de unas fases intermedias de la forma:
Zonas de Guinier-Preston →fase θ"→ fase θ´ → fase θ (CuAl2)
En la figura 5 se representa un esquema de la cristalografía de estas etapas y se pueden resumir en:
1. Formación de zonas difusas donde varía la concentración de soluto. No hay casi movilidad atómica,
pero es suficiente para que en algunas zonas haya una cierta orientación o reorganización de los
átomos de soluto. Dichas zonas se conocen como zonas de Guinier-Preston.
2. Formación de una fase intermedia θ" coherente con la matriz con una estructura tetragonal centrada
en las bases, tal como se observa en la figura 5. Se aprecia que en el medio aún conserva la
estructura cúbica centrada en las caras de la matriz. Dicha fase es coherente con la matriz a lo largo
de las direcciones [001], [100] y [010].
3. Formación de una fase θ’ semicoherente con la matriz. Al crecer el precipitado θ" se forma otro
precipitado incoherente con la matriz α. Dicha estructura cristalográfica conserva la distancia 4.04 Å
de la matriz, pero se produce un cierto alargamiento a lo largo del eje [001]. Este precipitado
presenta en una de las dimensiones un orden correspondiente a unos 10 a 150 átomos, por lo que
suelen presentar una morfología alargada.
4. Finalmente, la formación de la fase estable θ (CuAl2), donde los parámetros reticulares de la base y
la altura de la celda no tienen nada que ver con la matriz α. En este caso, el precipitado θ es
totalmente incoherente con la matriz.
FIGURA 5. ESTRUCTURA Y MORFOLOGÍA DE LAS FASES θ’’ Y θ’ EN UNA ALEACIÓN ALUMINIO-COBRE. (CÍRCULOS NEGROS → ÁTOMOS
DE ALUMINIO.
CÍRCULOS BLANCOS → ÁTOMOS DE COBRE).
1.4 Aleaciones de aluminio
El aluminio es un metal con una baja resistencia mecánica. Por ejemplo, el límite elástico de un aluminio
recocido puede alcanzar un valor de 10 MPa. Por tanto, uno de los objetivos a la hora de diseñar aleaciones
es mejorar su resistencia mecánica aleándolo con diferentes metales como el cobre, magnesio, manganeso,
zinc, hierro o silicio. En la tabla 3 se representan los principales aleantes utilizados en la industria, así como
un resumen de las principales propiedades que adquiere la aleación.
TABLA 3. PRINCIPALES ALEANTES UTILIZADOS EN LAS ALEACIONES DE ALUMINIO
Zn
Cu
Mn
Si
Mg
Resistencia y dureza aumentadas. Posibilidad de corrosión bajo
tensión. Combinado con Mg produce una aleación tratable térmicamente.
Produce una aleación tratable térmicamente. Resistencia y dureza
aumentadas.
Reduce la resistencia a la corrosión.
Combinado con Mg produce una aleación tratable térmicamente.
Buena resistencia a la corrosión.
Resistencia aumentada. Dureza aumentada. Buena resistencia a la
corrosión. Soldabilidad aumentada.
Todos estos elementos presentan una gran solubilidad en el aluminio y en todos los casos la solubilidad
aumenta con la temperatura. El zinc es el elemento que presenta una mayor solubilidad (hasta un 66,4%),
mientras que elementos como el magnesio, plata y litio presentan una solubilidad mayor del 10%. En
general, la máxima solubilidad se consigue a las temperaturas correspondientes al eutéctico, peritéctico o
monotéctico. El descenso de la solubilidad con la temperatura es la base para tratamientos de solubilización
y envejecimiento de estas aleaciones.
A diferencia de otros metales como el hierro o el cobre, el aluminio no se disuelve con facilidad en otros
metales, de tal forma que una gran proporción de estos aleantes no se disuelven en la fase α y forman
intermetálicos. En las aleaciones de aluminio puede existir una gran diversidad de fases o intermetálicos
que se pueden distinguir con técnicas de caracterización del tipo difracción de electrones o de rayos X.
Según el modelo de transformación de las aleaciones de aluminio, éstas se pueden clasificar en:
-
Aleaciones de moldeo. Se utilizan en fundición para la fabricación de piezas obtenidas por colada
del metal líquido en moldes de arena (colada de arena), en moldes de acero o de fundición (colada
en coquilla) o por inyección. Mediante este procedimiento se fabrican piezas de formas más o
menos complejas, como picaportes, bloques motores, etc.
-
Aleaciones de forja. Son las coladas en fundición en forma de placas que a continuación se
transforman en semi-productos (chapas, perfiles, etc.) por laminación o extrusión. Los
semiproductos así obtenidos se utilizan en la construcción mecánica o son ensamblados por
soldadura, roblonados, atornillados, etc.
A su vez, las aleaciones se pueden dividir según el método utilizado para aumentar su resistencia
mecánica:
-
Aleaciones forjadas no tratables térmicamente. Mediante la dispersión de segundas fases o
elementos en solución sólida y trabajados en frío.
-
Aleaciones de forja tratables térmicamente. Mediante disolución de aleantes en forma de
solución sólida y posterior precipitación de éstos en pequeños precipitados coherentes o
semicoherentes.
De esta forma se han desarrollado una gran cantidad de aleaciones comerciales que se referencian
según nomenclaturas estándares internacionales, donde se especifica la composición química y sus
propiedades mecánicas.
1.5. Nomenclatura de las aleaciones de aluminio
1.5.1. Aleaciones de forja
Las aleaciones de forja se agrupan por un sistema de cuatro dígitos, en donde el primer índice indica el
aleante mayoritario de la forma:
1XXX:
2XXX:
3XXX:
4XXX:
5XXX:
6XXX:
7XXX:
8XXX:
9XXX:
Aluminio del 99 % de pureza como mínimo
Cobre
Manganeso
Silicio
Magnesio
Magnesio y silicio
Cinc
Otros elementos
Series no utilizadas
mientras que los siguientes índices representan otros aleantes minoritarios. En la figura 6 se presenta un
ejemplo de aleación y el significado de cada dígito.
FIGURA 6. EL EJEMPLO MOSTRANDO EL SIGNIFICADO DE LA NOMENCLATURA DE LAS ALEACIONES DE FORJA DE ALUMINIO.
Finalmente, según la norma española UNE EN 515, se pueden designar los diferentes estados de
tratamiento de todas las formas de aluminio para forja y aleaciones de aluminio de colada destinados a ser
forjados de la forma:
F - Bruto de fabricación
Esta designación se aplica a los productos resultantes de un proceso de conformado en el cual no se
emplea ningún medio de control particular de las condiciones térmicas o de la acritud. Para este estado no
existe especificación alguna de los límites de características mecánicas.
O – Recocido
Esta designación se aplica a los productos que son recocidos con objeto de conseguir el estado de menor
resistencia mecánica.
Subdivisiones el estado de recocido O.
O1 - Recocido a temperatura elevada y enfriamiento lento
Esta designación se aplica a los productos forjados que son tratados térmicamente aproximadamente
durante el mismo tiempo y a la misma temperatura que los requeridos para un tratamiento de solución,
enfriando después lentamente hasta la temperatura ambiente, con objeto de mejorar la respuesta a los
ultrasonidos y/o mejorar la estabilidad dimensional. Se aplica a los productos que deben ser mecanizados
por parte del usuario con anterioridad al tratamiento de solución. No se especifica para este estado ningún
límite para las propiedades mecánicas.
O2 - Sometido a tratamiento termomecánico
Esta designación se aplica a los productos forjados. Sometidos a un tratamiento termomecánico especial.
Se aplica a los productos que deben someterse a un conformado de superplástico por parte del usuario con
anterioridad al tratamiento de solución.
O3 – Homogeneizado
Esta designación se aplica a los alambrones y a la banda de colada continua, que son sometidos a un
tratamiento de difusión a la alta temperatura a fin de eliminar o de reducir las segregaciones, mejorando
consiguientemente la aptitud para el conformado o la respuesta al tratamiento térmico de solución y temple.
H – Acritud
Esta designación se aplica a los productos sometidos a un proceso de deformación en frío después del
recocido (o después de un conformado en caliente), o de la combinación de un proceso de deformación en
frío y un recocido parcial o de recocido de estabilización, con el fin de obtener las características mecánicas
especificadas. La letra H va siempre seguida de, al menos, dos cifras; la primera indica el tipo de proceso
termomecánico y la segunda indica el grado de acritud (una tercera cifra se emplea en algunos casos con el
fin de identificar técnicas especiales del proceso).
Subdivisiones del estado de acritud H
Las subdivisiones se hacen en función de las operaciones básicas y del grado de acritud final, de la
manera siguiente:
Primer dígito después de H
El primer dígito que sigue a la letra H indica la combinación específica de las operaciones básicas como
sigue:
H1x - Acritud solamente
Estas designaciones se aplican a los productos que son endurecidos por deformación plástica en frío con
objeto de obtener la resistencia mecánica deseada si tratamiento térmico suplementario.
H2x -Acritud y recocido parcial
Estas designaciones se aplican a los productos que son endurecidos por deformación plástica en frío por
encima de lo deseado para ser posteriormente reblandecidos hasta un nivel apetecido por medio de un
recocido parcial. Para las aleaciones que se reblandecen progresivamente a temperatura ambiente, los
estados H2x tienen el mismo valor mínimo de resistencia a la tracción que los estados H3x
correspondientes. Para las otras aleaciones, los estados H2x presentan el mismo valor mínimo de
resistencia a la tracción que los estados H1x correspondientes y un alargamiento ligeramente superior.
H3x -Acritud y estabilizado
Estas designaciones se aplican a los productos que son endurecidos por deformación plástica en frío y
cuyas características mecánicas son estabilizadas por tratamiento térmico a baja temperatura o como
resultado del calor aportado en el proceso de fabricación. El estabilizado mejora normalmente la ductilidad.
Esta designación se aplica sólo a las aleaciones que, de no ser estabilizadas, se reblandecen
progresivamente a temperatura ambiente.
H4x -Acritud y lacado o pintado
Estas designaciones se aplican a los productos que son endurecidos por deformación plástica en frío y
que pueden experimentar un cierto recocido parcial en el curso del tratamiento de curado térmico a que se
someten después de las operaciones de lacado o pintado.
Segundo dígito después de H
El segundo dígito que sigue a la letra H indica el grado final de acritud alcanzado, el cual se identifica por
el valor mínimo de resistencia a la tracción.
-
El dígito 8 se atribuye habitualmente al estado más duro normalmente producido. El valor mínimo de
la resistencia a la tracción de los estados Hx8 puede determinarse con la ayuda de la tabla 4; se
basa en la resistencia a la tracción mínima de la aleación en estado recocido.
TABLA 4
Valor mínimo de resistencia a tracción en
estado de recocido MPa
Hasta 40
45 a 60
65 a 80
85 a 100
105 a 120
125 a 160
165 a 200
205 a 240
245 a 280
285 a 320
325 en adelante
Incremento del valor mínimo de la
resistencia a la tracción para alcanzar el
estado Hx8 MPa
55
65
75
85
90
95
100
105
110
115
120
-
Los estados comprendidos entre el 0 (recocido) y el Hx8 se designan mediante los dígitos 1 a 7
-
El dígito 4 designa los estados para los que la resistencia a la tracción está aproximadamente a
medio camino entre la del estado 0 y la de los estados Hx8.
-
El dígito 2 designa los estados para los que la resistencia a la tracción esta aproximadamente a
medio camino entre la del estado 0 y la de los estados Hx4.
-
El dígito 6 designa los estados para los que la resistencia a la tracción esta aproximadamente a
medio camino entre la de los estados Hx4 y la de los estados Hx8.
-
Los dígitos 1, 3, 5 y 7 designan, de la misma manera, los estados intermedios de los definidos
anteriormente.
-
El dígito 9 designa los estados cuyo valor mínimo de resistencia a la tracción supera en al menos 10
MPa a la de los estados Hx8.
-
En caso de que la resistencia a la tracción de los estados intermedios, determinada como se ha
indicado anteriormente, no termine por 0 ó 5, el valor redondea al primer 0 o al primer 5
inmediatamente superior.
W - Tratamiento térmico de solución y temple
Esta designación describe un estado inestable. Solamente se aplica a aleaciones que maduran
espontáneamente a temperatura ambiente después del tratamiento de solución y temple. Esta designación
sólo se específica cuando la duración de la maduración natural queda indicada: por ejemplo W1/2h.
T - Tratamiento térmico de endurecimiento estructural para obtener estados diferentes de los F, O o H
Esta designación se aplica a los productos tratados térmicamente, con o sin acritud suplementaria, para
alcanzar un estado estable. La T va siempre seguida de una o varias cifras que indican la secuencia
específica de los tratamientos.
Subdivisiones de los estados T
El primer dígito después de la letra T sirve para identificar la secuencia especifica de tratamientos
básicos. Se atribuyen las cifras del 1 al 9 de la manera siguiente:
Tl -Enfriamiento desde el conformado en caliente y maduración natural hasta la obtención de un estado
de tratamiento prácticamente estable.
Esta designación se aplica a los productos que no sufren acritud después del enfriamiento desde la
temperatura de conformado en caliente, o en los cuales el efecto de la acritud asociada al aplanado o al
enderezado no repercute en los límites de características mecánicas.
T2 - Enfriamiento desde el conformado en caliente, acritud y maduración natural hasta la obtención de un
estado de tratamiento prácticamente estable
Esta designación se aplica a los productos que, después del enfriamiento desde la temperatura de
conformado en caliente, reciben una acritud para mejorar su resistencia mecánica, o en los cuales el efecto
de acritud asociado al aplanado o al enderezado repercute en los límites de características mecánicas.
T3 - Tratamiento de solución, temple, acritud y maduración natural para la obtención de un estado
prácticamente estable.
Esta designación se aplica a los productos que, después del tratamiento de solución y temple reciben una
acritud para mejorar su resistencia mecánica, o en los cuales el efecto de la acritud asociada al
aplanamiento o enderezamiento repercute en los límites de las características mecánicas
T4 - Tratamiento de solución, temple, acritud y maduración natural hasta la obtención de un estado
prácticamente estable.
Esta designación se aplica a los productos que no sufren acritud después del tratamiento de solución y
temple o para los cuales el efecto de la acritud asociada al aplanado o enderezado no repercute en los
límites de las características mecánicas.
TS - Tratamiento de temple desde el conformado en caliente y maduración artificial
Esta designación se aplica a los productos que no sufren acritud después del temple desde la
temperatura de conformado en caliente, o en los cuales el efecto de acritud asociada al aplanado o
enderezado no repercute en los límites de las características mecánicas.
T6 - Solución, temple y maduración artificial
Esta designación se aplica a los productos que no sufren acritud después del tratamiento de solución y
temple, o en los cuales el efecto de la acritud asociada al aplanado o al enderezado no repercute en los
límites de las características mecánicas.
T7 - Solución, temple y sobresaturación / estabilizado
Esta designación se aplica a los productos sometidos, después de solución y temple, a un tratamiento de
maduración artificial que les conduce más allá del punto de resistencia mecánica máxima con objeto de
controlar alguna característica significativa distinta de las características mecánicas.
T8 - Solución, temple, acritud y maduración artificial
Esta designación se aplica a los productos que, después de la solución y el temple, reciben una acritud
para mejorar su resistencia mecánica, o en los cuales el efecto de la acritud asociada al aplanado o
enderezado repercute en los límites de las características mecánicas.
T9 - Solución, temple, maduración artificial y acritud
Esta designación se aplica a los productos que reciben una acritud para mejorar su resistencia mecánica.
1.5.2. Aleaciones de colada
Para designar aleaciones de aluminio de colada se utiliza un sistema numérico de cuatro dígitos
incorporando un decimal. El primer dígito indica el aleante mayoritario o grupo de la forma:
1XX.X:
2XX.X:
3XX.X:
4XX.X:
5XX.X:
7XX.X:
8XX.X:
9XX.X:
Aluminio > 99.00 %
Cobre
Silicio con adiciones cobre y magnesio
Silicio
Magnesio
Zinc
Estaño
Otros elementos
Los dos dígitos siguientes no tienen un significado importante, simplemente sirven para identificar las
diferentes aleaciones de este grupo. En el caso del grupo IXX.X indican el grado de pureza del aluminio.
Finalmente, el último dígito indica en que forma se encuentra el producto.
1.6 Aleaciones de aluminio coladas
Son aquellas aleaciones que se utilizan en fundición para la fabricación de piezas obtenidas por colada
en moldes de arena (colada en arena) en moldes de acero (colada en coquilla) y mediante inyección.
Las aleaciones de aluminio de colada son propensas a presentar porosidad gaseosa a lo largo del metal
solidificado. Este hecho se debe a la gran capacidad que tiene el caldo metálico en absorber hidrógeno de
la atmósfera o vapor de agua que pueda existir en el horno. Generalmente, para evitar esta porosidad se
utilizan fundentes limpiadores del tipo tricloruro de boro o inyectando una corriente de nitrógeno en el caldo
metálico.
Las aleaciones de aluminio en estado líquido reaccionan con gran facilidad con el oxígeno de la
atmósfera formando una capa de óxido en su superficie. Esta capa protege al metal líquido del interior de la
oxidación.
Aunque se han desarrollado una gran cantidad de aleaciones de aluminio de colada, existen seis tipos de
aleaciones principales:
- Aluminio-cobre
- Aluminio-cobre-silicio
- Aluminio-silicio
- Aluminio-magnesio
- Aluminio-zinc-magnesio
- Aluminio-estaño
En los siguientes apartados se describirán las características más importantes de algunas de estas
aleaciones.
1.6.1 Aleaciones aluminio-cobre
La adición de cobre al aluminio aumenta la colabilidad, disminuye la resistencia a la corrosión y permite
aumentar la resistencia mecánica y la dureza de la aleación mediante tratamientos térmicos de
solubilización, temple y recocido.
FIGURA 7. DIAGRAMA DE EQUILIBRIO DE FASES BINARIO ALUMINIO-COBRE.
Como se puede observar en la gráfica de la figura 7, las aleaciones binarias de Al-Cu forman un eutéctico
a 547ºC y a una composición del 33% en cobre. En el punto eutéctico se tiene en equilibrio una solución
sólida de aluminio o fase α y un intermetálico CuAl2 con una estructura cristalina tetragonal centrada.
En el diagrama de equilibrio también se puede ver que a la temperatura del eutéctico la solubilidad del
cobre es máxima, 5,7%, y que, a medida que desciende la temperatura, la solubilidad va disminuyendo
hasta valores del 0,45% a los 300º C y del 0,1-0,2% a los 250º C. Esta diferencia de solubilidad es la que
permite que estas aleaciones sean susceptibles de ser tratadas térmicamente.
En general, las aleaciones más utilizadas industrialmente son las que presentan una concentración en
cobre entre un 4 y un 6%, ya que son las que responden más favorablemente a los tratamientos de
endurecimiento.
En aleaciones de colada de aluminio con un 4% de cobre y a temperaturas por encima de la curva de
solubilidad, se puede obtener unas microestructuras denominadas tipo "celulares" como consecuencia de
una distribución no homogénea del cobre en la matriz de aluminio. El cobre se redistribuye en una manera
compleja concentrándose en unas determinadas zonas. Dicha estructura se puede retener mediante
procesos de temple. Mediante procesos de recocido a 150º C, la solución sólida se descompone en una
solución sólida más un exceso de cobre en forma de clusters, que son los núcleos para la formación de los
precipitados de Guinier- Preston de tipo I en forma de láminas de 5 Å de espesor y 100 Å de largo.
En la industria de aeronáutica y de automoción se utilizan aleaciones Al-Cu con un mayor contenido en
cobre (9 - 11 %). Esto es debido a que estas aleaciones presentan unas buenas propiedades de moldeo,
buena resistencia mecánica a elevadas temperaturas y una buena resistencia al desgaste. Estas
características hacen que estas aleaciones sean adecuadas, por ejemplo, para la fabricación de pistones y
bloques cilíndricos de los motores.
Aleaciones con contenido mayor del 14% no existen comercialmente, ya que presentan una gran
fragilidad debido al alto porcentaje de intermetálico CuAl2 presente en la matriz.
1.6.2 Aleaciones aluminio-silicio
Las aleaciones de aluminio y silicio se utilizan cada vez más por sus excelentes propiedades de moldeo,
buena soldabilidad y buena resistencia a la corrosión, incluso en ambientes marinos. La adición de silicio
mejora notablemente la fluidez de la aleación durante la colada. Esto se debe a que el silicio tiene un
retículo tipo diamante, no denso, donde cada átomo de silicio en estado sólido ocupa un espacio mucho
mayor que en el estado líquido, por lo que al solidificar, la contracción es inferior a la de otras aleaciones y
metales. En general, las aleaciones aluminio-silicio son más dúctiles y resistentes al choque que las
aleaciones aluminio-cobre.
FIGURA 8. DIAGRAMA DE EQUILIBRIO BINARIO ALUMINIO-SILICIO.
Como se puede observar en la figura 8, el sistema binario Al-Si forma un eutéctico a una temperatura de
577ºC y a una composición de silicio del 11,7%, donde la microestructura está formada por una matriz de
fase α y una dispersión de fase β o silicio.
Al igual que en las aleaciones anteriores, la solubilidad del silicio en la matriz de aluminio es máxima a la
temperatura del eutéctico. En condiciones de equilibrio la solución sólida de aluminio o fase α tiene un
contenido en silicio del 1,3 % a 550ºC y baja hasta 0,05-0,008% a la temperatura de 250º C.
En estas aleaciones el silicio existente puede aparecer en dos formas:
-
a partir de la precipitación de la solución sólida α
-
a partir de una forma directa durante el proceso de solidificación
Desde el punto de vista cristalográfico ambos son equivalentes, pero difieren en la forma y distribución.
En procesos de colada, las aleaciones de Al-Si no suelen alcanzar estructuras totalmente en equilibrio y
suele aparecer silicio libre en los lingotes.
Existen otros aleantes como el sodio y el hierro que se añaden al aluminio fundido para producir la
reacción conocida como modificación. La adición de sodio evita la cristalización del silicio desplazando el
punto eutéctico hacia la derecha (14% Si) y disminuyendo la temperatura del eutéctico. Desde el punto de
vista microestructural, el sodio hace que el silicio cristalice de una forma dispersa y uniforme en vez de finas
placas alargadas. La distribución del silicio en pequeños precipitados favorece las propiedades mecánicas
de resistencia. Por ejemplo, si a una aleación Al 12% Si se añade sodio, la resistencia a tracción del
material moldeado aumenta de unos 4 a 7 Kg/mm2, y su alargamiento puede casi ser el doble.
Las principales ventajas de las aleaciones modificadas de Al-Si son sus excelentes propiedades de
moldeo y propiedades físicas, siendo mejores que las aleaciones aluminio-zinc o que la aleación con 8% en
cobre. Como desventaja, son aleaciones difíciles de mecanizar debido a su naturaleza abrasiva de las
partículas de silicio.
El hierro es prácticamente insoluble en estas aleaciones y aparece formando un compuesto ternario β
(Fe-Si). Si el contenido en hierro es menor del 0,6 %, dicho compuesto aparece como pequeñas agujas o
placas en el eutéctico. En mayores proporciones, el aluminio se fragiliza empeorando en gran proporción las
propiedades mecánicas.
Las aleaciones de aluminio-silicio se utilizan preferentemente en las industrias de fundición, debido a su
alta fluidez y su reducido coeficiente de expansión térmica. Las aleaciones Al-Si para forja se utilizan para
varillas para soldar y aplicaciones de arquitectura. Por ejemplo, la aleación 4032 que tiene un 11 % Si y un 1
% de Fe, Cu, Mg y W es una aleación que presenta un coeficiente de expansión térmica bajo. Es útil para
aquellos tratamientos térmicos donde exista precipitación a elevadas temperaturas. Por ejemplo, se utiliza
para la fabricación de turbinas de aviación.
FIGURA 9. DIAGRAMA DE EQUILIBRIO BINARIO ALUMINIO-MAGNESIO.
1.6.3 Aleaciones aluminio-magnesio
El magnesio endurece el aluminio con mayor facilidad que el manganeso y se puede añadir en mayores
cantidades. Un porcentaje de magnesio del 0.8 % tiene un efecto endurecedor similar al obtenido con un
1,25% de manganeso. Las aleaciones de Al-Mg son más ligeras que el aluminio, poseen unas buenas
propiedades de soldabilidad, excelente resistencia a la corrosión en ambientes marinos y se mecanizan con
facilidad.
De acuerdo con el diagrama de la figura 9, el sistema Al-Mg forma un eutéctico a 450ºC y a una
composición del 35%. La solubilidad máxima del Magnesio es del 15.35% en el punto eutéctico y disminuye
hasta el 2% a 100ºC. Por tanto, son sistemas que permiten endurecerse por precipitación. La disminución
de la solubilidad con la temperatura produce la expulsión del magnesio para formar el intermetálico Mg2Al3,
que forma una red compleja cúbica centrada en las caras. El rango de temperaturas óptimo para los
tratamientos de precipitación del Mg2Al3 oscila entre 200 y 300ºC. Dicha precipitación ocurre
preferencialmente en los planos cristalográficos {100} seguidos del {120}.
Las impurezas más usuales en estas aleaciones Al-Mg son el silicio y el hierro. El magnesio
comercialmente puro puede llevar hasta un 0.5% de silicio, de tal forma que durante la primera adición de
magnesio se produce la formación del intermetálico Mg2Si, que aparece en forma de pequeñas partículas de
color gris o azul. Las impurezas de hierro también tienden a formar intermetálicos del tipo FeAl3. Por tanto,
en las aleaciones Al-Mg es usual encontrar, además de las fases descritas en el diagrama de equilibrio,
estos intermetálicos.
El sodio es una impureza que debe ser evitada en las aleaciones destinadas para forja. En proceso de
forja en caliente el sodio produce una fragilidad al originar poros y grietas. Para las aleaciones de colada, a
veces se añaden pequeñas cantidades de berilio al caldo metálico (0.03 a 0.001%) con el fin de reducir la
oxidación del metal fundido y el contenido de hidrógeno. En el caso de las aleaciones destinadas para forja,
la adición de pequeñas cantidades de berilio ayuda a neutralizar el efecto fragilizador que produce el sodio.
Las aleaciones Al-Mg se utilizan preferentemente en piezas ornamentales, en la fabricación de latas,
utensilios caseros, postes de alumbrado, en náutica, tanques criogénicos y piezas de automoción.
1.6.4 Aleaciones aluminio-cobre-silicio
Las aleaciones ternarias Al-Cu-Si suelen contener entre un 2-5% de cobre y un 2-10% de silicio. No
obstante, el porcentaje de elementos suele variar según las propiedades deseadas. El cobre contribuye
principalmente al aumento de resistencia mecánica, mientras que el silicio mejora la colabilidad de la
aleación. Cuanto más complejo sea el proceso de colada, mayor es el porcentaje de silicio necesario para la
aleación.
Aleaciones hipereutectoides con contenidos de silicio mayores del 12% se utilizan para la industria de la
automoción en la fabricación de piezas como, por ejemplo, pistones de motores. Esto es debido a que, para
estas concentraciones de silicio, éste se encuentra distribuido en la matriz en forma de cristales de silicio
puro que confieren propiedades tribológicas a la aleación excelentes.
1.6.5 Aleaciones aluminio-manganeso
De acuerdo con el diagrama de equilibrio Al-Mn de la figura 10, el aluminio forma un eutéctico con el
intermetálico MnAl6 a la temperatura de 685,5º C y a una composición del 2% en Mn. La solubilidad del
manganeso en la matriz de aluminio puede llegar hasta 1,82% a la temperatura del eutéctico y como se
puede observar en la gráfica, la solubilidad disminuye con la temperatura. Por ejemplo, a 600º C la
solubilidad disminuye hasta 0,95% y a 500º C llega al 0,35%.
FIGURA 10. DIAGRAMA DE EQUILIBRIO BINARIO ALUMINIO-MANGANESO.
El intermetálico MnAl6 tiene un 25,34% en peso de manganeso y se presenta con una estructura cristalina
ortorrómbica. El manganeso es una impureza usual en el aluminio puro llegando a concentraciones entre 5
y 500 ppm. El manganeso disminuye la resistividad eléctrica y aumenta la resistencia mecánica tanto si esta
en solución sólida como formando intermetálicos.
La presencia de manganeso aumenta la temperatura de recristalización y previene el crecimiento de
grano.
En general las aleaciones 3XX.X suelen estar aleadas con manganeso hasta una concentración de 1,2%
y también con adición de magnesio. Este grupo de aleaciones se utiliza principalmente para la fabricación
de contenedores de bebidas, intercambiadores térmicos, refrigeradores de aire, aceite y equipo químicos.
La presencia de metales como el hierro, cromo o metales de transición se tienen que controlar, ya que, si
no, puede precipitar intermetálicos durante la colada. Por ejemplo, en las aleaciones 3003 y 3004, el
contenido en hierro y manganeso no deben superar el 2 y el 1,7% respectivamente, para evitar la formación
de (Fe, Mn)Al6 durante el proceso de colado.
1.7 Aleaciones de aluminio forjadas
Las aleaciones de aluminio para uso comercial se especifican como productos forjados y materiales
fundidos. Los productos forjados incluyen estampaciones, extrusiones, placa, chapa, banda, barra, alambre,
tubo y papel (lámina), mientras que las fundiciones pueden conseguirse en formas fundidas en arena, a
presión y por gravedad. Las aleaciones pueden clasificarse en las que se pueden tratar térmicamente y las
que no; es decir, las que son susceptibles de endurecimiento por precipitación y las que no. Los principales
elementos de aleación añadidos al aluminio son cobre, magnesio, manganeso, silicio, níquel, hierro y titanio.
1.7.1 Influencia del conformado por deformación plástica en el endurecimiento de las aleaciones
de aluminio
Para las aleaciones de aluminio para forja y laminación endurecibles es de gran importancia práctica la
combinación de tratamientos térmicos, conducentes al endurecimiento, con procesos de conformado en frío
y en caliente. El proceso de endurecimiento es el mismo que el realizado en las aleaciones de aluminio
fundidas. La combinación de conformado (en estado frío o caliente) con tratamientos térmicos se conoce
con el nombre de tratamiento termomecánico. Los procesos de conformado en frío que suelen ir acoplados
a un tratamiento de endurecimiento, después del enfriamiento y antes del almacenaje pero también, en
algunos casos más raros después de un tratamiento cíclico de endurecimiento, se presentan
frecuentemente en la fabricación y trabajo posterior de trabajos semielaborados. Estos tratamientos
mecánicos realizados en la fabricación de semielaborados consisten en laminación en frío, estirado en frío,
forja en frío en matriz abierta, estirado y enderezado, (realizado en máquinas endurecedoras por laminación,
prensas para enderezar e instalaciones semejantes o a mano). Se realizan con alguno de estos fines:
-
Para dar al producto semielaborado la forma que interese para su aplicación en servicio. En general,
las formas más habituales son piezas perfectamente planas o bien con diferentes ángulos que se
pueden obtener por procesos de doblado.
-
Debido a los procesos de conformado plástico en frío, el material se endurece por acritud. Este
endurecimiento provoca el aumento de la resistencia mecánica, de la dureza, del límite elástico del
material y provoca a su vez una disminución en la plasticidad del material, reduciendo su ductilidad.
Estas propiedades mecánicas se ven afectadas, en el mismo sentido, con los tratamientos térmicos de
endurecimiento por precipitación. Asimismo, los procesos de endurecimiento por acritud afectarán a la
propiedad de la conductividad eléctrica, haciendo al aluminio o a sus aleaciones menos conductoras a
medida que la acritud introducida es mayor.
-
Para eliminar, en parte, las tensiones propias que podrían influir en la estabilidad de la forma y, sobre
todo, que pudieran ocasionar un alabeo posterior en el mecanizado con arranque de viruta.
Mediante la combinación del tratamiento de endurecimiento y el conformado en frío se consigue modificar
las características mecánicas del conformado, de la conductividad eléctrica o de la estructura de grano en
contraste con las que se obtendrían por un endurecimiento puro y único.
El conformado en caliente, proyectada con precisión y acompañada muy a menudo de tratamientos
térmicos posteriores sirve como tratamiento termomecánico para mejorar determinadas características
como la dureza, la resistencia a la rotura, la resistencia a la fluencia y la resistencia a la fatiga.
1.7.2 Conformado en frío y endurecimiento en frío
Un conformado en frío entre el enfriamiento y el almacenamiento en frío acelera, en general, el curso del
endurecimiento, es decir, la resistencia a la tracción y el límite elástico 0.2% aumentan más rápidamente
que cuando el material no se ha deformado. Esto sucede particularmente en el comienzo del
almacenamiento en frío. Si el almacenamiento en frío continúa, el efecto del conformado en frío realizado
previamente puede actuar de forma retardada. En algunos materiales puede suceder, según el grado de
conformado, que el material conformado y a continuación endurecido en frío no alcance los valores de
resistencia a la tracción del material endurecido en frío y no conformado.
El aumento del límite elástico de la aleación AlCuMg 1 conformado en frío es menos que el aumento del
mismo límite para el material sin conformar. Esta influencia del conformado en frío se encuentra también,
aunque en menor medida, en las aleaciones AlCuMg 2 y AlZnMgCu 0.5.
Un factor de influencia importante además del grado de conformado es el momento en que se realiza el
conformado en frío después del enfriamiento. Cuanto más tarde se consiga la compactación en frío después
del enfriado, tanto menor es, en general, su influencia en el endurecimiento en frío. Un conformado en frío
realizado en un material totalmente endurecido en frío conduce a otro aumento de los valores de la
resistencia por compactación en frío, los cuales se superponen al aumento de resistencia conseguido por
endurecimiento.
De las consideraciones precedentes, se obtienen para la práctica las siguientes conclusiones:
- Los procesos de enderezamiento después del enfriamiento deben realizarse de tal modo que el
endurecimiento en frío sea influenciado lo menos posible (intervalo de tiempo después del enfriamiento,
antes de realizar el enderezamiento, grado de conformado).
- El estirado y recalcado en frío, para eliminación de tensiones internas, (originadas por el
enfriamiento después del recocido de disolución) deben mantenerse en grados de conformado en frío
relativamente pequeños. También, en este caso, deben ser elegidos los grados de conformado de manera
que se puedan conseguir los valores de resistencia mecánica deseados mediante el almacenamiento en frío
siguiente;
- Mediante un conformado en frío después de finalizado el endurecimiento en frío puro se consiguen
valores más altos de resistencia mecánica que con un simple endurecimiento en frío; en este caso es
inevitable un retroceso considerable de los valores del alargamiento a rotura.
1.7.3 Conformado en frío y endurecimiento por precipitación
Cuando se realiza un conformado en frío después del enfriamiento, se consiguen los valores máximos de
la resistencia a la tracción y el límite elástico mediante un almacenamiento en frío durante menos tiempo
que cuando se realiza éste sin un conformado en frío previo. A causa de la compactación en frío, aumenta
el número de defectos reticulares. Con ello se facilita la formación de núcleos de las fases de precipitación.
Exactamente como en el endurecimiento en frío, puede también en este caso, impedir un conformado en
frío para que no se alcancen los máximos valores de resistencia del material no conformado y endurecido
térmicamente. Los valores máximos alcanzables de resistencia a la tracción y del límite elástico dependen,
si la temperatura de almacenamiento es constante, del grado del conformado en frío precedente, así como
de una permanencia eventual a temperatura ambiente antes del conformado en frío. Así pues, a veces
puede ser conveniente, para eliminar la influencia desfavorable que produce el almacenaje a temperatura
ambiente sobre el almacenamiento térmico en chapas de AlMgSi 1, que se empiece lo antes posible con el
almacenamiento térmico después del enfriado, el cual debe interrumpirse para enderezar las chapas a
temperatura ambiente y a continuación terminar con el almacenamiento térmico.
En la fabricación de placas integrales, se mecaniza con arranque de viruta hasta el 90% del volumen de
la placa después del almacenamiento térmico. Mediante el almacenamiento térmico no se pueden eliminar
la mayor parte de las tensiones propias originadas en el enfriamiento a causa de la limitación de la
temperatura del almacenaje utilizada, de tal manera que las placas se alabean en el mecanizado. Para
destruir en su mayor parte estas tensiones propias, se someten tales placas a estirado del 1 al 3 % después
del enfriamiento y antes del almacenamiento térmico. Un conformado en frío (estirado o recalcado) del 1 al 3
% después del enfriado lleva consigo una resistencia elevada contra la corrosión bajo tensión, debido a que
se eliminan en su mayor parte las tensiones surgidas en el enfriado. Otro ejemplo, tomado de la experiencia,
es la fabricación de alambres de E-AlMgSi. Mediante combinación de almacenamiento en frío con formación
en frío y almacenaje técnico se consiguen las características deseadas, como son alta conductividad
eléctrica simultáneamente con elevados valores de resistencia mecánica.
1.7.4 Aleaciones de aluminio forjadas no tratables térmicamente
Las aleaciones de este grupo pueden endurecerse sólo por trabajo en frío y el único tratamiento térmico
que se les puede dar es recocer para ablandar el material trabajado en frío y esto lleva a cabo generalmente
entre 350ºC y 400ºC. Algunas de las formas de los productos (chapa y banda) se pueden conseguir con
distintos grados de trabajo en frío, por ejemplo, blando, medio duro, duro.
Estas aleaciones poseen una buena resistencia a la corrosión. Las dos principales aleaciones de este
grupo son:
-
Aleación de aluminio con 1.25% de manganeso
El manganeso es parcialmente soluble en aluminio sólido y la aleación con un 1.25% de manganeso es
significativamente más resistente que el aluminio comercialmente puro y también tiene mejor resistencia a la
corrosión. Sus usos principales son en forma de chapa para techumbre y revestimiento de edificios y para la
producción de edificios y para la producción de utensilios domésticos tales como ollas a presión.
-
Aleación de aluminio con contenidos entre el 2 y el 7% de magnesio
El magnesio también muestra una limitada solubilidad sólida y endurece el aluminio más que el
manganeso. Las aleaciones de aluminio/magnesio se pueden soldar fácilmente y tienen buena resistencia a
la corrosión, especialmente para la corrosión marina, de tal manera que se usan ampliamente en la
construcción de barcas y buques. Otros usos incluyen la producción de barriles de cerveza, vasijas para
leche y diversos contenedores.
1.7.5 Aleaciones de aluminio forjadas tratables térmicamente
A continuación se tratará brevemente sobre el comportamiento en la fase de endurecimiento de las
aleaciones para forja y laminación más importantes.
-
Aleaciones de aluminio-cobre-magnesio y Aleaciones de aluminio-cobre-silicio-manganeso
Las aleaciones AlCu2.5Mg 0.5, AlCuMg l, AlCuMg 2 y AlCuMgPb se templan generalmente en frío debido
a que, en el estado endurecido térmicamente, hay que contar con una menor resistencia a la corrosión.
Teniendo en cuenta que estas aleaciones, en particular AlCuMg 1 y AlCuMg 2, se encuentran aleadas casi
en el límite de la solubilidad, es necesario realizar el recorrido de disolución a la máxima temperatura
posible. La limitación de la temperatura de recocido hacia arriba viene condicionada con el punto de fusión
de las fases de la aleación de más bajo punto de fusión. Por eso el campo de la temperatura a utilizar se
encuentra fuertemente limitado, hallándose entre 495 y 505º (en algunas aleaciones hasta 510º C).
Las aleaciones AlCuMg se enfrían habitualmente en agua fría. El enfriamiento debe realizarse
inmediatamente después del recocido de disolución con objeto de evitar una precipitación incontrolado. El
intervalo de temperaturas, entre unos 250 y 450º C, debe ser recorrido rápidamente a fin de que no se
forme ninguna precipitación en los bordes del grano, que provocaría una tendencia a la corrosión
intercristalina.
Según puede deducirse del curso de endurecimiento se puede, durante las dos primeras horas después
del enfriamiento, conformar, con ciertas limitaciones, cómo puede ser un enderezado del material. Dejando
las piezas a temperaturas alrededor de 0º C, se puede conformar pasadas de 30 a 40 horas después del
enfriado. Mediante un enfriamiento a -15º C e incluso hasta -20º C, después del enfriado, se detiene
ampliamente el endurecimiento. Por este procedimiento se puede conformar incluso hasta 6 días después
del templado y enfriamiento. Esto se aplica, por ejemplo, para remaches de aleación AlCuMg l.
El conformado en frío entre el enfriado y el almacenaje disminuye el efecto de endurecimiento. La
resistencia a la tracción crece de nuevo al aumentar el grado de estirado y alcanza, aproximadamente con
el 12%, los valores conseguidos en probetas no estiradas.
Al aumentar el grado de estirado aumenta constantemente la porción de compactación correspondiente al
aumento de la resistencia. Por lo contrario, el aumento de resistencia que se consigue mediante el temple al
aumentar el grado de estirado desciende primeramente hasta un 5% con bastante intensidad y, pasado el
5%, de modo más moderado.
Las aleaciones AlCuSiMn y AlCuBiPb se endurecen tanto en caliente como en frío. La resistencia a la
corrosión de esas aleaciones no queda influenciada esencialmente cuando se endurecen térmicamente, de
tal manera que nos podemos beneficiar del aumento de la resistencia mecánica conseguida a través del
endurecimiento térmico.
Los materiales recubiertos se pueden tratar como los no recubiertos; no obstante, se debe mantener la
duración del proceso de endurecimiento tan poco como sea posible, para no reducir la estabilidad química.
Cuando se realiza un proceso prolongado, aumenta la cantidad en cobre difundido desde el material base
hacia el recubrimiento, lo cual perjudica la resistencia a la corrosión.
-
Aleaciones de aluminio-magnesio-silicio. AlMgSi
Las variantes de este grupo de aleaciones, AlMgSi 0.5, AlMgSi 0.7, AlMgSi l y AlMgSiPb, se pueden
endurecer en frío y en caliente. Los máximos valores de resistencia se consiguen en las aleaciones AlMgSi
mediante endurecimiento en caliente. Los tratamientos adecuados se realizan entre 520 y 540ºC.
En contraste con la aleación AlMgSi l, las velocidades de enfriamiento necesarias para la obtención de la
solución sólida sobresaturada, se logran a menudo, en el caso de la fabricación de productos extrusionados
de AlMgSi 0.5 y AlMgSi 0.7, por la acción de una corriente de aire o de agua nebulizada aplicada
directamente en la prensa de extruir.
De esta forma se puede ahorrar el recocido de disolución después del extrusionado. Si el material
endurecido en frío se somete a un almacenaje térmico subsiguiente, continúan aumentando la resistencia a
la tracción y el límite elástico 0,2% aunque con más lentitud. Materiales más altamente aleados (con Mg y
con contenidos de Si mayores o iguales de 0,9%) no alcanzan así los valores del almacenamiento térmico
puro, en tanto que los que tienen un menor grado de aleación presentan un efecto positivo con un
almacenaje previo en frío.
La disminución del efecto del endurecimiento térmico aparece ya por almacenaje previo a temperatura
ambiente de corta duración, siendo escasa la influencia de un almacena e previo más prolongado a
temperatura ambiente. El descenso en los valores de resistencia mecánica por un almacenaje previo a
temperatura ambiente de las aleaciones AlMgSi con contenidos de Mg y Si a partir de 0.9% se puede evitar
mediante en almacenaje térmico de corta duración, realizado directamente después del enfriado. La
temperatura de este almacenaje previo térmico no requiere ser idéntica a la temperatura de endurecimiento
térmico propiamente dicha; puede ser, incluso, más baja.
El conformado en frío inmediatamente después del enfriado acelera, en general, el proceso de
endurecimiento. Si se realiza a continuación un almacenaje térmico, se alcanzan los máximos valores para
la resistencia a la tracción y el límite elástico del 0.2% en mucho menos tiempo, pero sin embargo no son
más bajos que cuando se almacene térmicamente sin conformado previa en frío.
-
Aleaciones de aluminio-zinc-magnesio. AlZnMg.
El campo de temperatura usual para el recocido de disolución de aleaciones AlZnMg se halla más bajo
que otras aleaciones para forja y aleación endurecibles sin Zn. La temperatura del recocido de disolución no
tiene ninguna influencia notable en el campo de temperatura situado entre 350 y 500ºC sobre los valores de
resistencia alcanzados en el endurecimiento y se halla, preferentemente, entre 450 y 480º C. Este
comportamiento favorable se aprovecha en la industria para realizar, en un sólo calentamiento, el recocido
de disolución y el conformado en caliente, como es el caso en la fabricación de perfiles extrusionados de
AlZn 4.5 Mg l.
Un rasgo esencial de la aleación AlZn 4.5 Mg l, digno de señalar, es la poca sensibilidad al enfriamiento.
La velocidad de enfriamiento después del proceso de temple influye muy poco sobre los valores de
resistencia obtenidos después del almacenaje.
Se consigue el endurecimiento de la aleación AlZn 4.5 Mg l después de un enfriamiento al aire,
prácticamente con los mismos valores para el límite elástico del 0.2% que cuando se realiza un enfriamiento
en agua después del recocido de disolución. La sensibilidad al enfriamiento depende, entre otras cosas, de
la suma de zinc y magnesio y de la relación de zinc y magnesio. La aleación AlZnMg 3, que ya no está
normalizada, con un mayor contenido de zinc y magnesio, alrededor del 30% y con una menor relación
entre zinc y magnesio, alrededor del 50%, era notablemente más sensible al enfriamiento.
Con respecto a la resistencia frente a la corrosión por grietas bajo tensión, es ventajoso según sea el
espesor de la pared, un enfriamiento en agua caliente, hasta unos 80ºC, o un enfriamiento en aire.
La resistencia frente a la corrosión en las grietas producidas por tensiones aumenta, especialmente, por
el almacenamiento térmico o escalonado. Un sobreendurecimiento (sobreenvejecimiento) que se consigue
aumentando la duración del almacenamiento térmico muy por encima de los máximos valores de resistencia
se muestra favorable para la resistencia contra la corrosión en las grietas producidas por tensiones. Como
contrapartida a la merma en resistencia mecánica, existe un aumento considerable en la resistencia frente a
la corrosión en las grietas producidas por tensiones.
La escasa sensibilidad al enfriamiento y el amplio campo de la temperatura del recocido de disolución
hacen que sea posible endurecer de nuevo las zonas sometidas a la influencia del calor durante la
soldadura de material endurecido, que se hayan ablandado, sin que para ello sea necesario un nuevo
recocido de disolución. La permanencia temperatura ambiente durante 3 meses tiene como consecuencia
que el material endurecido en frío recupere de nuevo las propiedades resistentes. Con objeto de acelerar el
endurecimiento, se almacena a temperatura algo superior, por ejemplo 60 h. a 60ºC o 24 h. a 120ºC. El
almacenaje de 60 h. a 60ºC da un estado de endurecimiento en frío estable; el almacenaje de 24 h. a 120ºC
se halla ya en el campo del endurecimiento térmico y es ventajoso desde el punto de vista de la resistencia
frente a la corrosión por grietas bajo tensión y de la corrosión por capas.
Cuando se realizan trabajos de conformado o soldadura, se debe tener en cuenta que el intervalo de
temperatura de 200 a 300ºC se recorra rápidamente, ya que una permanencia mayor en este intervalo de
temperaturas disminuye la capacidad de un nuevo endurecimiento.
El endurecimiento térmico de AlZn 4.5 Mg l se favorece, al contrario que la AlMgSi l, mediante un
almacenamiento previo a la temperatura ambiente, con respecto a los valores resistentes máximos
alcanzables. Otra elevación de la resistencia a la tracción y del límite elástico 0.2% se puede provocar por
un almacenaje escalonado. Este tratamiento se realiza en la aleación AlZn 4.5 Mg l, primera temperatura
entre 90 y I00ºC y luego, entre 145 y 155ºC.
-
Aleación de aluminio-zinc-magnesio-cobre. AlZnMgCu
Las aleaciones más importantes de este género son AlZnMgCu 0,5 y AlZnMgCu 1,5. Las temperaturas
del recocido de disolución se hallan preferentemente en el campo entre 460 y 480ºC. La sensibilidad al
enfriamiento es mayor que en la AlZn 4.5 Mg l, a causa de los mayores contenidos de aleación y
especialmente de las adiciones de cobre y cromo. Para conseguir un estado de la estructura resistente a la
corrosión por grietas bajo tensión y que al mismo tiempo posea elevados valores resistentes, se almacenan
estas aleaciones preferentemente con calor o de modo escalonado. Para conseguir elevada resistencia a la
corrosión por grietas bajo tensión es preciso que las aleaciones de AlZnMgCu estén sobreendurecidas. A la
primera etapa de almacenaje a 105º o a 135ºC respectivamente le sigue una segunda a temperatura más
elevada, entre 160 y 190ºC; independientemente de los valores para la resistencia a la tracción y el límite
elástico, conseguidos después del almacenaje, se alcanzan después de la segunda, a temperaturas más
altas y tras un retroceso inicial de la resistencia a la tracción y el límite elástico, casi los mismos valores
máximos de resistencia. Los tiempos necesarios para conseguir valores máximos de resistencia disminuyen
a medida que aumentan las temperaturas de almacenaje.
2. SOLDABILIDAD DEL ALUMINIO Y SUS ALEACIONES
La soldabilidad de las diversas aleaciones de aluminio, con referencia a los distintos procesos de soldeo,
está resumida en la tablas 5, 6, 7 y 8.
TABLA 5. SOLDABILIDAD DE ALEACIONES DE ALUMINIO, FORJADAS, NO TRATABLES TÉRMICAMENTE (A, B).
TABLA 6. SOLDABILIDAD DE ALEACIONES DE ALUMINIO, FORJADAS, TRATABLES TÉRMICAMENTE (A, B).
TABLA 7. SOLDABILIDAD DE ALEACIONES DE ALUMINIO, DE MOLDEO, NO TRATABLES TÉRMICAMENTE (A, B).
TABLA 8. SOLDABILIDAD DE ALEACIONES DE ALUMINIO, DE MOLDEO, TRATABLES TÉRMICAMENTE (A, B).
2.1.- Efectos metalúrgicos
Las propiedades y características de las soldaduras del aluminio y sus aleaciones dependen de múltiples
factores como son: la composición química, tratamiento térmico, el metal de aporte, el proceso de soldeo
empleado, la velocidad de solidificación, el diseño de la unión, los tratamientos térmicos y mecánicos
posteriores al soldeo y las condiciones finales de servicio. Aunque es el ablandamiento que sufre el material
base en la ZAT durante el soldeo el principal efecto a controlar durante el soldeo de las aleaciones de
aluminio, la microestructura y composición del metal depositado puede influir también en la resistencia,
ductilidad y tenacidad final de la unión.
2.1.1.- Metal de soldadura
Las propiedades del metal de soldadura están determinadas por la composición química y la velocidad de
solidificación. La velocidad de solidificación depende del proceso de soldeo y de la técnica utilizada, así
como de todos aquellos factores que afectan al aporte térmico y la transferencia de calor mas allá del baño
de fusión. Cuanto mayor es la velocidad de solidificación mas fina es la estructura que se obtiene, que se
caracteriza por una mayor resistencia mecánica y una menor tendencia al agrietamiento en caliente.
La composición química del metal de soldadura depende de la correspondiente del metal base, del metal
de aporte y de la mezcla entre ambos, determinada ésta por el diseño de la unión, el proceso empleado y el
procedimiento de soldeo. Cuando se sueldan aleaciones tratables térmicamente, la composición del metal
de aporte es similar a la del metal base. Estas aleaciones tienen un amplio rango térmico de solidificación, lo
que favorece el agrietamiento en caliente. Normalmente se emplean aportes con una temperatura de sólidus
inferior a la del metal base, consiguiéndose de esta forma que la parte de metal base fundida solidifique
antes de que las tensiones asociadas a la solidificación del baño comiencen a actuar. Por otra parte muchos
de los consumibles empleados son aleaciones no tratables térmicamente, por lo que la aptitud del metal de
soldadura ante un tratamiento térmico posterior al soldeo va a depender básicamente de la dilución del
metal base. No obstante estas soldaduras no muestran la alta ductilidad y tenacidad en el metal de
soldadura de las aleaciones no tratables térmicamente.
El baño de fusión muestra una gran tendencia a la absorción de hidrógeno. Este puede provenir de restos
de hidrocarburos presentes en la zona de soldeo o de la presencia de capas de óxido hidratado en la
superficie de las piezas a unir o en el metal de aporte, así como de fallos en los sistemas de refrigeración de
la pistola de soldeo o en una no adecuada protección del gas de soldadura que permite el acceso de la
humedad ambiental a la zona de soldeo. El efecto de atrapamiento de hidrógeno que desemboca en
porosidad es tanto mas acusado cuanto mayor es la velocidad de solidificación, por lo que en tales casos se
deben tomar las precauciones necesarias para la eliminación de posibles fuentes de hidrógeno. Especial
cuidado se debe prestar a la limpieza y almacenamiento en lugar seco de los consumibles a utilizar durante
el soldeo.
2.1.2.- Zona afectada térmicamente
Los efectos que el calor produce en el metal base pueden separarse espacialmente en distintas zonas
dependiendo de la variación de la temperatura desde el cordón de soldadura hacia el interior del metal.
La cantidad de tiempo que pueda permanecer ciertos puntos del metal base a determinados niveles de
temperatura es un factor a tener en cuenta cuando hablamos de aleaciones tratables térmicamente.
La anchura de la zona afectada térmicamente depende básicamente de aporte térmico y de la disipación
del calor a través de las piezas que se están soldando. Estos parámetros están a su vez influenciados por
otros factores como son: el proceso de soldeo, los espesores, la geometría de las piezas a unir, el
precalentamiento, la temperatura entre pasadas y de los tipos de respaldo utilizados.
En las aleaciones no tratables térmicamente el efecto del calor se traduce en una regeneración del grano
de deformación y en un crecimiento de grano, dentro de la ZAT. Las propiedades en la ZAT de estas
aleaciones se corresponden con las del metal base en estado de recocido puesto que se han superado las
temperaturas características de este tratamiento. Los tiempos a una determinada temperatura y las
velocidades de enfriamiento no afectan a este tipo de aleaciones como lo haría con las aleaciones tratables
térmicamente. De los estudios micrográficos se deducen muy pequeño cambios en la microestructura de
estas aleaciones, es en el servicio donde al relación del ancho de la ZAT con respecto a el material no
afectado determina el comportamiento de dichas aleaciones bajo la acción de tensiones paralelas a el
cordón de soldadura.
Las aleaciones tratables térmicamente contienen elementos de aleación que experimentan un gran
cambio en solubilidad con las variaciones de temperatura. La gran resistencia de estas aleaciones se
fundamenta en el tratamiento de solubilización y posterior precipitación de alguno de sus
microconstituyentes. Las aleaciones tratables térmicamente se suelen soldar en estado de precipitación, en
el cual estas tienen una cantidad controlada de microconstituyentes precipitados en la solución sólida que
constituye la matriz. El calor al que esta sometido la ZAT produce la redisolución de tales
microconstituyentes en la matriz, produciéndose a continuación, durante el enfriamiento una precipitación
descontrolada que conduce al sobreenvejecimiento de ciertas zonas en la ZAT, disminuyendo en estas la
resistencia mecánica de la ZAT frente al metal base. El grado de modificación de propiedades depende de
las temperaturas máximas alcanzadas y el tiempo que se permanece a esos niveles de temperatura en que
la microestructura de la aleación se ve afectada. Esta es la razón por la cual existe un claro gradiente de
propiedades según nos desplazamos desde el cordón hacia el interior del metal base. En un recocido
convencional se requieren varias horas para ablandar este tipo de aleaciones. En soldadura las
temperaturas de recocido se superan durante un espacio de tiempo muy corto. El proceso de soldeo, la
técnica, el precalentamiento, la temperatura entre pasadas y la velocidad de enfriamiento tiene una gran
importancia en la modificación de propiedades microestructurales de tales aleaciones que determinan la
tendencia al agrietamiento en caliente y al ablandamiento producido.
En las soldaduras de aleaciones tratables térmicamente justo adyacente al cordón existe una zona que a
sufrido un rápido recocido de solubilización, presentando un nivel intermedio de resistencia mecánica y
relativa ductilidad. Cercana a esta zona existe otra en la que las temperaturas no son lo suficientemente
altas como para producir un recocido de solubilización, pero si son superiores a las temperaturas de
maduración. En esta zona se producen sobreenvejecimientos y recocidos cuya intensidad depende del nivel
de temperatura y el tiempo de permanencia a la misma. Esta zona se caracteriza por ser la que posee
menores valores de resistencia mecánica. Tratamientos térmicos de maduración posteriores al soldeo
tienen poco efecto sobre esta zona. En este sentido toda la soldadura (incluida la ZAT) debe someterse a
un recocido de solubilización completo y a un posterior tratamiento de maduración, que reproduzca las
propiedades iniciales del metal base. Para el soldeo de este tipo de aleaciones se recomienda utilizar
procesos de soldeo de alta focalización de energía que permita una rápida disipación del calor y por tanto
genere ZAT de pequeño tamaño. La zona de sobreenvejecimiento queda de esta forma reducida. Allí donde
no sea posible la aplicación de un tratamiento térmico global, podrá aplicarse uno parcial de maduración
para recuperar las propiedades en la zona que sufrió un recocido de solubilización, pero lo que no
lograríamos sería recuperar la zona que sufrió un sobreenvejecimiento. Si la aleación se suelda en estado
T-4, un tratamiento térmico de maduración posterior al soldeo es suficiente para alcanzar las propiedades
deseadas. Esta técnica es preferible cuando se sueldan con procesos que tienen un bajo aporte térmico o
técnicas que tienden a eliminar los tratamientos de maduración previos.
2.2.- Resistencia y ductilidad
2.2.1.- Aleaciones no tratables térmicamente
El calentamiento de las aleaciones no tratables térmicamente destruye el endurecimiento conseguido por
la deformación al inducir un recocido en las zonas adyacentes al cordón de soldadura, reduciendo su
resistencia mecánica e incrementando la ductilidad. La mínima tensión de rotura que se obtiene tras el
recocido de una determinada aleación de aluminio, es la que se considera que existe en la ZAT junto al
cordón tras la operación de soldeo.
Las propiedades mecánicas de las soldaduras de las aleaciones no tratables térmicamente se ven menos
influenciadas por el tratamiento inicial del metal base que en el caso de las aleaciones tratables
térmicamente.
Las soldaduras de aleaciones no tratables térmicamente exhiben una excelente ductilidad, soportando
grandes deformaciones antes de romper. Los grados mas resistentes de la serie 5XXX presentan una
excelente correlación entre ductilidad y resistencia en distintos puntos de la sección transversal de la
soldadura. Las aleaciones aluminio - magnesio - manganeso, tales como las 5083, 5086 y 5456, son muy
utilizadas en aplicaciones estructurales dada su alta resistencia en estado de recocido y su alta ductilidad.
2.2.2.- Aleaciones tratables térmicamente
La resistencia mecánica de estas aleaciones se ve también reducida por el efecto del calor. Sin embargo
esta disminución no está asociada a un fenómeno de recocido completo de ciertas zonas, como en el caso
precedente, ya que el tiempo al que la aleación esta sometida durante el soldeo a al temperatura que pude
producir este efecto es insuficiente. Como resultado de ello solo se puede observar en la ZAT propiedades
atribuibles a un recocido parcial, en estado bruto de soldeo. Estas propiedades varían significativamente
con la composición química, el aporte térmico y la velocidad de enfriamiento, lo que dificulta establecer un
mínimo de propiedades mecánicas exigibles, que pueda aplicarse en diseño.
Las aleaciones tratables térmicamente exhiben una ductilidad inferior que las no tratables térmicamente
en estado bruto de soldeo. Una excepción la presenta las aleaciones soldables de la serie 7XXX, que
gracias a la maduración natural que sufren tras el soldeo elevan su resistencia mecánica conservando una
buena ductilidad.
El espesor de la pieza puede tener un relevante papel en las propiedades de estas aleaciones en el
estado bruto de soldeo. Los menores aportes térmicos precisos para soldar espesores pequeños reduce el
tiempo a alta temperatura y con ello aumenta la resistencia mecánica de tales uniones.
El precalentamiento reduce sensiblemente la resistencia mecánica de las soldaduras de aleaciones
tratables térmicamente, sobre todo cuando este precalentamiento supera los 121 º C. Los
precalentamientos para este tipo de aleaciones raramente se aplican, excepto cuando se vaya a realizar un
tratamiento térmico post soldeo. En operaciones de reparación es bastante frecuente que se produzca en
estas aleaciones agrietamiento en caliente dado el alto nivel de embridamiento que caracteriza a estas
aleaciones.
Discontinuidades como pueden ser inclusiones no metálicas o segregaciones producen la aparición de
defectos en la soldadura como porosidad o agrietamiento en caliente. Así mismo un tamaño de grano
inadecuado (alto) que favorezca la formación de microconstituyentes de bajo punto de fusión, y una
orientación de los mismos perpendicular a la acción de las tensiones, puede conducir al agrietamiento
intergranular de aleaciones como la del tipo 2014-T6.
2.2.3.- Tratamiento térmico Post soldeo
El fallo de las soldaduras de aleaciones de aluminio tratables térmicamente, tiene normalmente lugar en
el metal de soldadura, salvo que se conserve intacto el sobreespesor de soldadura en cuyo caso el fallo se
centra en la línea de fusión. La resistencia mecánica obtenida en el cordón de soldadura tras el tratamiento
térmico post soldeo depende de el material de aporte que se haya utilizado. Si se ha utilizado un metal de
aporte de composición diferente que el metal base, la resistencia mecánica del metal de soldadura depende
de la dilución y mezcla entre el metal de aporte y el metal base. Para obtener la máxima resistencia, es
esencial que el metal de soldadura responda al tratamiento térmico post soldeo. El incremento en
resistencia que produce el tratamiento térmico post soldeo supone a su vez una disminución en ductilidad.
En el soldeo de espesores grandes pueden esperarse valores de resistencia mecánica tras el tratamiento
en la soldadura inferiores a las especificadas para el material base, cuando se utiliza como aporte una
aleación no tratable térmicamente y el nivel de mezcla con el metal base no garantiza una composición
química que admita el tratamiento térmico post soldeo. Cuando el diseño de unión no garantice una buena
mezcla y la soldadura se vaya a someter a un tratamiento térmico post soldeo, se debe considerar la
posibilidad de utilizar un aporte Al - Si- Mg (tipo 4643) en lugar de una aleación Al - Si (tipo 4043).
En aquellos casos en que no se pueda aplicar un tratamiento completo se deberá soldar en condición de
recocido de solubilización para someter a la soldadura tras el soldeo a una maduración artificial. Por ejemplo
si se suelda aleación del tipo 6061 en estado T4 y luego se trata hasta alcanzar el estado T6, la resistencia
a la tracción que se obtiene es de 275 MPa frente a los 186 MPa en estado bruto de soldeo. Otra ventaja de
soldar en estado T4 es la disminución de la tendencia al agrietamiento en caliente debido a la mayor
uniformidad micrestructural que presenta el estado de solubilización.
El bajo contenido en cobre de las aleaciones tratables térmicamente de la serie 7XXX como son 7004,
7005, y 7039 proporciona una alta soldabilidad y alta resistencia mecánica en estado bruto de soldeo. Estas
aleaciones son menos susceptibles a las variaciones en la velocidad de enfriamiento y poseen una
temperatura de solubilización más baja que el resto de aleaciones tratables térmicamente. Estas presentan
una maduración natural relativamente rápida a temperatura ambiente (2 - 4 semanas) presentando una alta
resistencia mecánica y límite elástico, junto con una gran eficiencia de la unión. No obstante un tratamiento
térmico completo, solubilización seguido de maduración proporciona propiedades mecánicas superiores.
2.3.- Resistencia a la cortadura
Las soldaduras en ángulo están diseñadas sobre la base de soportar tensiones de cizalladura en alguno
de los planos que engloba el cordón. El área resistente es el producto de la garganta efectiva por la longitud
del cordón. La composición del cordón de soldadura es próxima a la del metal de aporte ya que en este tipo
de unión la dilución es muy baja. La resistencia a cortadura de varias soldaduras en ángulo con varios
metales de aporte queda recogida en la tabla 9. Las cargas longitudinales ofrecieron los valores mas bajos
de resistencia (son los que se deben tomar como dato de diseño). Los valores mas altos de resistencia a la
cortadura se obtuvieron con los aportes de alto contenido en magnesio de las serie 5XXX.
2.4.- Resistencia al impacto
Las soldaduras realizadas sobre aleaciones de aluminio exhiben un buen comportamiento bajo cargas de
impacto especialmente aquellas que no son tratables térmicamente. Las aleaciones de aluminio no
presentan una temperatura de transición de comportamiento dúctil al frágil, sino que mantienen su
comportamiento dúctil ante cargas de impacto incluso a temperaturas extremadamente bajas. De hecho la
carga de rotura y límite elástico de estas aleaciones aumenta al bajar la temperatura.
Tabla 9. Resistencia a esfuerzos cortantes de soldaduras en ángulo.
En general los ensayos Charpy - V y Izod tan utilizados en la determinación de la resistencia al impacto
de materiales férreos, para el caso del aluminio los resultados de los mismos solo son válidos para realizar
estudios comparativos y no cuantitativos.
2.5.- Resistencia a la fatiga
La resistencia a la fatiga de las aleaciones de aluminio siguen la mismas leyes que las establecidas para
otras aleaciones estructurales. Así, la resistencia a la fatiga depende de los valores alcanzados por la
tensión en los puntos considerados como concentradores de tensiones. Cualquier medio que suponga la
eliminación de concentradores de tensiones, es una medida para alargar la vida a fatiga del elemento
fabricado.
A alto numero de ciclos no suele haber diferencias entre diferentes aleaciones de aluminio en cuanto a la
resistencia de fatiga se refiere (por encima de los 1.000.000 ciclos). La resistencia a la fatiga se ve
incrementada si se elimina los sobreespesores de material o se somete a la soldadura a un tratamiento de
martillado. Las salpicaduras en torno a la soldadura contribuyen de forma sustancial a la concentración de
tensiones. Así mismo las soldaduras en ángulo presentan menor resistencia a la fatiga que las soldaduras a
tope bajo la acción de cargas transversales a las mismas.
TABLA 10. CARGA DE ROTURA A DIVERSAS TEMPERATURAS EN SOLDADURAS DE ALEACIONES DE ALUMINIO, REALIZADAS
2.6.- Efecto de la temperatura
La tabla 10 muestra la influencia de la temperatura sobre la resistencia mecánica de uniones soldadas de
aleaciones de aluminio. Por debajo de los -196º C la carga de rotura de aluminio se eleva sin que se
produzca una caída en la ductilidad, lo que hace de las aleaciones de aluminio una alternativa seria para
aplicaciones criogénicas.
Cuando la temperatura sobrepasa la ambiente, la resistencia de las aleaciones de aluminio baja. Las
aleaciones de la serie 2XXX, son las que presentan mayores valores de resistencia mecánica a altas
temperaturas. Las aleaciones de la serie 5XXX que contengan mas de un 3.5% de Mg no son
recomendables para su uso por encima de 66 º C dada su susceptibilidad a sufrir agrietamiento bajo
tensión.
2.7.- Características de la fractura
Las características de la fractura de soldaduras sobre aleaciones de aluminio pueden definirse en función
de la velocidad de propagación de la grieta bajo la acción de cargas elásticas, o la capacidad de
deformación de estas como respuesta a la presencia de elevadores de tensiones. La resistencia a la
propagación rápida de grietas puede medirse en términos de resistencia al desgarre. El parámetro que se
toma para la medida de esta propiedad es la relación de los valores de resistencia obtenida en el ensayo de
rotura con entalla y el límite elástico de la unión soldada.
Las aleaciones de aluminio resultan ser, al margen del metal de aporte utilizado, igualmente tenaces que
el aluminio puro. Dada las variaciones microestructurales sufridas por la unión, la tenacidad del las
aleaciones de aluminio en estado bruto de soldadura resultan mayores que la del metal base, sean o no
tratables térmicamente.
Muchas aleaciones de aluminio pueden soldarse sin ver mermadas sus propiedades de resistencia a la
corrosión. Normalmente la resistencia a la corrosión es independiente del proceso utilizado, aunque si
existen restos de fundente bien de un soldeo oxigas, bien de un soldeo con electrodos revestidos, puede
generar la corrosión por picaduras.
Especial cuidado requiere la utilización de aleaciones de alto contenido en magnesio pertenecientes a la
serie 5XXX dado su gran tendencia a sufrir corrosión bajo tensión cuando la temperatura excede de los 66º
C.
Las aleaciones pertenecientes a las series 2XXX y 7XXX tratables térmicamente, con altos contenidos en
cobre y zinc, pueden ver mermada su resistencia mecánica por el calentamiento sufrido en soldadura. La
precipitación en borde de grano pude producir la formación de pares galvánicos que en presencia de un
electrolito produzca en presencia de tensiones corrosión bajo tensión.
El tratamiento térmico post-soldeo tiende a homogeneizar la estructura y con ello eleva la resistencia a la
corrosión. Mejores resultados se obtienen cuando el soldeo se efectúa partiendo de un estado T6 más que
partiendo de un T4.
2.9. Influencia de las capas de óxidos superficiales sobre la soldabilidad del aluminio
La calidad de la soldadura de las aleaciones de aluminio está fuertemente influenciada por el grado de
limpieza y secado de la unión. La principal fuente de porosidad en las aleaciones de aluminio es el
hidrógeno. La presencia de humedad o de hidrocarburos en la zona de soldeo puede general tras la
descomposición de tales compuestos, la absorción de hidrógeno. La presencia de películas de óxido
hidratado en la superficie de aleaciones almacenadas de forma inapropiada, puede constituir en este
sentido un problema de formación de poros, ya que la humedad penetra a través de la película de oxido
provocando un crecimiento de la capa de óxido hacia el interior. Dichas capas de óxido contienen agua de
hidratación, que bajo el calor desprendido en el soldeo al arco produce la cantidad de hidrógeno suficiente
como para dar lugar a la aparición de poros. Por otra parte se debe tener en cuenta el carácter refractario de
dichas capas de óxido, que funden a 2032º C, casi tres veces la temperatura de fusión del metal base, lo
que impide una adecuada fusión entre las partes a unir.
El almacenamiento de los materiales base de aluminio a la intemperie o en locales sin control climático,
permiten la condensación de humedad sobre las superficies de dichos materiales, humedad que progresa a
través de la capa de óxido por capilaridad. El almacenamiento de chapas de aluminio en horizontal y con
láminas de papel intercaladas pude favorecer la hidratación de las capas de óxido de aluminio, cuando el
papel queda mojado o humedecido. La mejor práctica en cuanto al almacenamiento de chapas de aleación
de aluminio, es disponer estas en posición vertical y lo suficientemente separadas como para permitir la
evacuación del agua condensada y la circulación de aire entre ellas, lo que permite un secado apropiado de
los materiales base.
El paso previo al soldeo es la eliminación de cualquier traza de grasa, pintura, humedad… que conduzca
a incorporación de hidrógeno al cordón o que impida o dificulte la operación de soldeo. El desengrasado
puede realizarse mediante la aplicación de un disolvente (por spray , inmersión o lavado). En caso de utilizar
disolventes clorados, la limpieza debe realizarse en zonas alejadas del lugar del soldeo, ya que se puede
producir gas fosgeno tóxico como resultado de la disociación de los disolventes clorados (como el
tricloroetileno), debido a la acción del la radiación del arco eléctrico. Disolventes basados en el petróleo con
alta volatilidad (bajo residuo) , son apropiados para su uso en la zona de soldeo.
Cuando la capa de alúmina que cubre las aleaciones de aluminio es delgada, la propia acción limpiadora
del arco o de los fundentes añadidos es suficiente para su eliminación. En el caso de que la aleación haya
sido almacenada de forma inapropiada, o haya sufrido algún tratamiento superficial (electroquímico,
químico) que haya provocado el engrosamiento de la capa de óxido, esta deberá ser eliminada mediante la
utilización de la oportuna solución química (a base de sosa cáustica o ácidos). Algunos de los tratamientos
de limpieza química mas comunes se recogen el la tabla 11.
Tipo
solución
1.
2.
de
Hidróxido
sódico (sosa
caústica)
Ácido nítrico
Concentración
1.
2.
Sulfúricocrómico
Fosfóricocrómico
L
Na(OH) 50 gr en
1 litro de agua
partes
iguales
de HNO3 (68%)
y agua
Temperatura
1.
60-70º C
1.
Acero al
carbono
2.
Ambiente
2.
acero
inoxidab
le tipo
347
Sulfato
Ferroso
Procedimient
Aplicación
o
1. Inmersión
de 10 a 60
segundos. Lavar
en agua fría.
2. Inmersión
30
segundos.
Lavar en agua
fría. Lavar en
agua caliente y
secar
Eliminar
la
capa gruesa de
óxido para todos
los
procedimientos
de soldeo por
fusión y soldeo
fuerte
H2SO4 3,79 L
CrO3 1,28 kg
H2O 34,1 L
60-80º C
Tanque
de
acero
recubierto
de
plomo
con
antimonio
Sumergir 2 a
3 minutos. Lavar
en agua fría.
Lavar en agua
caliente y secar.
Para
la
eliminación
de
capas
superficiales
coloreadas
de
tratamiento
térmico
y
recocido, y para
retirar las capas
de óxido
H3PO4 (75%) 13,3
93º C
Acero
inoxidable
tipo 347
Sumergir 5 a
10
minutos.
Lavar en agua
fría. Lavar en
agua caliente y
secar
Para
la
eliminación
de
capas
superficiales
coloreadas
de
tratamiento
térmico
y
recocido, y para
retirar las capas
de óxido
H2SO4 165 gr.
H2O 1 L
73º C
Tanque
de
acero
recubierto
de
polipropileno
Inmersión 5 a
10
minutos.
Lavar en agua
fría. Lavar en
agua caliente y
secar.
Eliminación de
óxido.
Ataca
suavemente
Fe2SO4H2O
10 en volumen
27º C
Polipropil
eno
Inmersión 5 a
10
minutos.
Lavar en agua
fría. Lavar en
agua caliente y
secar.
Eliminación de
óxido
CrO3 79,4 gr.
H2O 379 L
Ácido sulfúrico
Tipo de
contenedor
TABLA 11. TRATAMIENTOS QUÍMICOS PARA LA ELIMINACIÓN DE ÓXIDOS PREVIAMENTE AL SOLDEO POR FUSIÓN O SOLDEO
FUERTE DE ALUMINIO.
Los métodos de decapado mecánico, aunque no tan consistentes como los químicos, pueden ser
suficientes si se desarrollan de forma adecuada. Estos métodos incluyen el limado y el cepillado. El lijado y
esmerilado puede aplicarse si se utilizan los materiales adecuados, ya que existe una alta probabilidad de
que las partículas de abrasivo queden embebidas en el material base, que conduzcan a la presencia de
inclusiones no aceptables en el cordón de soldadura. Para el cepillado del aluminio suelen utilizarse cepillos
de acero inoxidable con púas de 0.25 a 0.4 mm de diámetro. Los cepillos deben estar limpios de cualquier
contaminante, el cepillado debe ejecutarse con la aplicación de una presión suave, puesto que altas
presiones pueden conducir al atrapamiento de alúmina.
La operación de limpieza es previa a el soldeo pero también a las operaciones de montaje o fijación, ya
que en las zonas de contacto entre los elementos de fijación y el material base pueden quedar atrapados
los compuestos químicos utilizados en la limpieza, provocando con ello la aparición de discontinuidades en
el cordón de soldadura.
2.10.- Tendencia a la formación de fisuras de cráter.
Las aleaciones de aluminio muestran una gran tendencia a formar grietas de cráter cuando se separa el
electrodo de forma brusca. Este defecto se puede prevenir utilizando una técnica adecuada para el llenado
de cráter.
Cuando se utiliza el soldeo manual el electrodo debe mantenerse en el último punto hasta que el cráter
se halla rellenado. Cuando se utiliza el soldeo TIG o el plasma con maquinas con control sobre la pendiente
de la corriente, esta se disminuirá gradualmente mientras se sigue aportando material hasta el llenado final
del cráter. Cuando no existe control sobre la pendiente de la corriente es preciso mover el soplete hacia
atrás sobre sus propios pasos con movimiento acelerado para minimizar el tamaño del baño de fusión en el
momento de interrumpir el arco eléctrico.
En el caso del soldeo automatizado la tensión, corriente ,alimentación de alambre, deben programarse
para que disminuyan de una forma progresiva que permita finalmente el llenado del cráter final.
3. SELECCIÓN DEL METAL DE APORTE
El uso final que tenga el conjunto soldado así como las características buscadas, son dos importantes
factores a tener en cuenta a la hora de seleccionar el material de aporte mas conveniente.
TABLA 12. COMPOSICIÓN QUÍMICA DE METALES DE APORTE PARA SOLDADURAS DE ALUMINIO FORJADO.
Las especificaciones de los aportes quedan recogidas en la tabla 12 para aleaciones de forja.
Los factores que en primera instancia se tienen en cuenta a la hora de seleccionar el aporte serían los
siguientes:
o proporcionar cordones libres de grietas.
o
resistencia mecánica o resistencia al desgaste
o
ductilidad del cordón.
o
temperatura de servicio
o
resistencia a la corrosión
o
aspecto final después del anodizado
Cuando deban realizarse soldaduras en ángulo de espesores gruesos, será necesario el uso de
materiales de aporte de alta resistencia con objeto de reducir el número de pasadas al máximo.
Cuando se lleven a cabo operaciones de reparación de piezas de fundición, se requiere una estructura lo
más homogénea posible, lo que implica la utilización de materiales de aporte de la misma composición que
la fundición.
3.1. Agrietamiento
En general las aleaciones de aluminio no tratables térmicamente se sueldan con un aporte de la misma
composición química que el metal base. Las aleaciones de aluminio tratables térmicamente presentan
mayores complicaciones metalúrgicas, y son más susceptibles al agrietamiento en caliente durante el
enfriamiento que las aleaciones no tratables térmicamente. Normalmente se utiliza un aporte con una
temperatura de fusión y una resistencia mecánica igual o inferior a la del metal base, por ejemplo es el caso
de la aleación 4043 (con una temperatura de sólidus de 577º C) o la aleación 4145 (con una temperatura de
sólidus de 510º C).
Mediante la aleación de los elementos de bajo punto de fusión del metal base adyacente al cordón de
soldadura, se consigue que estos solidifiquen antes del metal de soldadura, minimizando las tensiones en el
FIGURA 11. SENSIBILIDAD AL AGRIETAMIENTO EN CALIENTE DE SOLDADURAS DE ALUMINIO ALEADO CON (A) SILICIO, (D) COBRE,
(C) SE MAGNESIO, Y (D) SILICIURO DE MAGNESIO.
metal base y así la tendencia al agrietamiento durante el enfriamiento.
La tendencia al agrietamiento de cuatro series de aleaciones de aluminio, 4XXX, 5XXX, 2XXX y 6XXX, se
muestra en la figura 11. Las curvas muestran que cuanto mayores son los contenidos en Si y Mg, menor es
la susceptibilidad al agrietamiento.
La aleación tratable térmicamente 2219 (6.3% Cu) se suelda con facilidad utilizando como aporte la
aleación 2319. Las aleaciones de la serie 6XXX muestran una elevada tendencia al agrietamiento, si la
composición del metal de soldadura permanece cercana a la del metal base (alta dilución del orden del
40%), problema que puede solucionarse biselando la unión y permitiendo así que en la mezcla metal de
base metal de aporte vaya este último en exceso. Para la aleación 6061, el metal de soldadura deberá
poseer al menos el 50% de aporte del tipo 4043 o el 70% de aporte 5356.
La aleación 4145 como metal de aporte proporciona el mejor comportamiento ante el agrietamiento,
cuando se utiliza en el soldeo de aleaciones de la serie 2XXX tales como la 2014 y 2618, así como las
aleaciones de moldeo Al - Cu y Al - Si - Cu. Las aleaciones de la serie 7XXX presenta amplia tendencia al
agrietamiento relacionada con su contenido en Cu. Las aleaciones pertenecientes a esta serie con bajo
contenido en Cu como 7004, 7005 y 7039 se sueldan con aportes de la serie 5XXX como el 5356, 5183 o
5556. Las aleaciones de aluminio con alto contenido en cobre, como la 7075 o 7178 no son aceptables para
el soldeo con arco eléctrico.
Metales de aporte con altos contenidos en silicio, como son las de la serie 4XXX, no deben utilizarse en
le soldeo de aleaciones de la serie 5XXX con alto contenido en Mg, ya que un exceso en la formación de
eutéctico Mg - Si, disminuye la ductilidad de la soldadura y incrementa su tendencia al agrietamiento.
Mezclas entre aleaciones de alto contenido en cobre con aquellas que tienen alto contenido en magnesio
generan metales de soldadura con alta tendencia al agrietamiento.
3.2. Resistencia mecánica
En muchos casos diferentes metales de aporte proporcionan al metal de soldadura, en estado bruto de
soldadura, las características mecánicas requeridas.
TABLA 13. PROPIEDADES TÍPICAS DE METAL DE APORTE DE ALUMINIO (EN CONDICIÓN DE SOLDADURA).
Propiedades mecánicas del metal de soldadura, en estado bruto de soldadura, obtenida tras el uso de
diversos consumibles, quedan recogidas en la tabla 13. La difusión de elementos de aleación desde el
metal base, puede incrementar las propiedades mecánicas de la unión en estado bruto de soldadura.
La selección del consumible está aún más limitada cuando es preciso realizar tratamiento térmico post soldeo en las aleaciones tratables térmicamente. Cuando soldamos aleaciones del tipo 2219 y 2014, la
utilización de un aporte 2319, tratable térmicamente, proporciona a la unión la máxima resistencia. En la
mayoría de los casos el aporte utilizado no es tratable térmicamente o solo responde débilmente a tales
tratamientos. Por ejemplo cuando se sueldan espesores inferiores a 12.7 mm de aleación 6061-T con aporte
de 4043, el magnesio de la aleación 6061 difunde hacia el metal de soldadura y allí se combina con el silicio
formando siluro de magnesio en cantidad suficiente para responder al tratamiento térmico. En soldaduras a
tope de gran espesor, biseles amplios pueden prevenir la difusión del magnesio al centro del cordón, lo que
ocasionará una débil o inexistente respuesta al tratamiento térmico post-soldeo. Metales de aporte del tipo
4643 contienen suficiente magnesio como para alcanzar tras el tratamiento térmico post-soldeo de
aleaciones del tipo 6061-T6, y altos espesores (76 mm), las propiedades que caracterizan a la aleación del
metal base.
La resistencia de las soldaduras en ángulo dependen fuertemente de la composición química del aporte.
Aportes del tipo 5356, 5183 y 5556 proporcionan alta resistencia en las soldaduras en ángulo estructurales.
Los aportes de las series 1XXX y 5XXX producen un metal de soldadura de buena ductilidad, por lo que
son los adecuados siempre que se requiera un conformado posterior por forja o trefilado.
3.3. Temperatura de servicio
Los metales de aporte con contenidos superiores en Mg al 3% en composición nominal (5183, 5356,
5556, y 5654) no son recomendables cuando la temperatura de servicio supera los 66 º C, dada la
susceptibilidad de sufrir agrietamiento por corrosión bajo tensión.
Metales de aporte del tipo 5554 y otros tipos de aporte recogidos en la tabla 12 son válidos para su
utilización a alta temperatura. Todos los aportes de aluminio son válidos para su uso en aplicaciones
criogénicas.
3.4. Resistencia a la Corrosión
Instalaciones, contenedores, tanques y vasijas destinadas a contener compuestos químicos corrosivos,
precisan ser soldados con aportes especiales. La pureza de estos aportes puede ser alta como es el caso
de la aleación 1188 empleada en el soldeo de la aleación 1060 para contenedores químicos, o al menos
tener limitado el contenido de ciertos elementos de aleación. Un buen ejemplo de ello es el estrecho control
que se realiza sobre las impurezas de cobre y manganeso en las aleaciones 5254 y 5654 cuando se utilizan
como materiales de aporte en instalaciones que van a estar en contacto con peróxido de hidrógeno.
Los aportes a base de aleación aluminio - magnesio, presentan una buena resistencia a la corrosión
cuando se utilizan en el soldeo de aleaciones con un contenido en magnesio similar. No obstante se ha
constatado el comportamiento anódico de las aleaciones de la serie 5XXX cuando se utilizan como aporte
con materiales base pertenecientes a las series 1XXX, 3XXX y 6XXX exhibiendo la formación de picaduras
en el metal de soldadura. Por esta razón para el soldeo de aleaciones del tipo 6061 es preferible la
utilización de aportes como el 4043 aluminio silicio frente a los aportes del tipo 5356 aluminio magnesio.
3.5. Acabado superficial
Para aplicaciones ornamentales se suele requerir una correspondencia entre los colores del metal de
soldadura y el metal base, especialmente cuando las piezas van a llevar un acabado químico o
electroquímico. La tonalidad final del metal de soldadura va a depender principalmente de la composición
química del metal de aporte y de como se aproxima esta a la del metal base. Los dos elementos que mas
influyen al respecto son el silicio y el cromo. El silicio contribuye a oscurecer la aleación (de gris a negro)
conforme se incrementa su presencia, razón por la cual las piezas soldadas con aportes de Al - Si presentan
un agudo contraste excepto cuando se sueldan aleaciones de aluminio para moldeo de Al - Si o aleaciones
plaqueadas con Al-Si. El cromo proporciona una tonalidad dorada cuando se somete a la aleación a un
tratamiento de anodizado.
Material de aporte a base de aleación 1188 produce un buen contraste de color en el soldeo de
aleaciones del grupo 1XXX, con aleaciones del tipo: 3003, 5005, y 5050. Material de aporte del tipo 5356 es
una buena elección para el soldeo de las aleaciones de las series 5XXX y 6XXX cuando están
especificados requisitos de con.
En la tabla 14 se recogen recomendaciones para la selección del consumible. En el caso de aleaciones
de aluminio para moldeo, conviene que el aporte elegido tenga una composición química lo más cercana
posible a la del material base.
3.6. Almacenamiento y manipulación de los consumibles
El parámetro más importante a controlar para obtener soldaduras de calidad en aleaciones de aluminio es
la selección del tamaño adecuado de material de aporte y de la composición correcta.
El metal de aporte debe estar libre de inclusiones gaseosas o no metálicas y presentar una superficie
limpia y pulida libre de lubricantes y otros contaminantes.
La calidad del metal de aporte es especialmente importante en los procesos que utilizan como protección
un gas. En procesos como el MIG, metales de aporte en forma de alambre de pequeño diámetro es
alimentado al baño de fusión a altas velocidades. Para que dicha alimentación sea eficiente es preciso que
el alambre sea de diámetro uniforme, libre de pliegues, ralladuras, inclusiones… Además el bobinado debe
ser tal que permita un desenrollado fácil y sin atrapamientos.
Para evitar la contaminación del metal de aporte, este debe almacenarse en un lugar seco y con una
temperatura relativamente constante. Las bobinas instaladas en máquinas que permanezcan ciertos
periodos de tiempo inactivas, deben cubrirse con un trapo o un plástico con objeto de protegerlas de la
posible contaminación. Los paquetes que contengan bobinas no deben abrirse hasta el momento de su
utilización, especialmente las correspondientes a la serie 5XXX, debido a la tendencia de dichas aleaciones
a formar una capa de óxido hidratado. Estas últimas se deben almacenar en cabinas que mantengan
índices de humedad por debajo de los 35% RH.
TABLA 14.GUÍA PARA LA SELECCIÓN DE METAL DE APORTE PARA SOLDADURAS DE APLICACIÓN GENERAL.
FIGURA 12. GEOMETRÍAS DE JUNTA TÍPICAS PARA SOLDEO POR ARCO DE ALUMINIO.
4. PROCESOS DE SOLDEO
4.1. Soldeo con arco eléctrico
4.1.1 Geometría de la unión. Preparaciones de bordes.
Las preparaciones de bordes recomendadas para el soldeo con arco del aluminio y sus aleaciones son
similares a las utilizadas con los aceros, pero utilizando separaciones de raíz más pequeñas y mayores
ángulos de chaflán. Esto es debido a la mayor fluidez del baño de fusión en el caso del aluminio y sus
aleaciones, así como al mayor tamaño de las toberas en las pistolas para el soldeo del aluminio.
Las preparaciones de bordes más comúnmente utilizadas se recogen en la figura 12.
Cuando se requieren acabados en raíz lisos (planos) y el soldeo solo puede ejecutarse desde un solo
lado, la preparación de bordes recogida en la figura 13, está especialmente recomendada para el soldeo
con TIG, o MIG (su uso está indicado a partir de 3 mm de espesor y para todas las posiciones). Un
problema añadido a este tipo de preparación de bordes es la mayor cantidad de metal de aporte necesario
para rellenar la unión, así como los correspondientes problemas asociados a la distorsión (deformaciones)
que se van a presentar, frente a las preparaciones de borde convencionales. Normalmente este tipo de
preparación se utiliza en el soldeo circunferencial (orbital) de las aleaciones de aluminio.
Las preparaciones con chaflán en V están indicadas para el soldeo a tope por ambos lados. El ángulo de
chaflán mínimo será de 60º para espesores que superen los 3 mm. Espesores mayores pueden requerir
ángulos de chaflán superiores entre 75º - 90º dependiendo del proceso de soldeo. Para piezas de gran
espesor se requiere preparaciones en U que minimiza la cantidad de metal depositado y la distorsión,
permitiendo un buen acceso a la raíz de la unión.
FIGURA 13. GEOMETRÍA DE JUNTA ESPECIAL PARA EL SOLDEO POR ARCO DESDE UN LADO PARA PENETRACIÓN COMPLETA.
4.1.2. Soldeo TIG
4.1.2.1. Características del proceso
En el soldeo TIG, el metal base se funde bajo la acción de un arco eléctrico, bien de corriente continua,
bien de corriente alterna, establecido entre el extremo de un electrodo de volframio y el metal base. El metal
de aporte (varilla) no se funde directamente por la acción del arco eléctrico, sino por el contacto con el baño
de fusión formado en el material base. Si el metal de aporte llega a tocar al arco, las fuerzas de atracción
que se generan entre ambos, conducen a una contaminación del electrodo de volframio con metal de
aporte.
El electrodo de volframio está protegido por la corriente de gas inerte (argón, helio o mezclas entre
ambos), así como el baño de fusión y la zona circundante.
Una de las características de este proceso es la oportunidad que ofrece en la utilización o no de metal de
aporte.
4.1.2.2. Equipo de soldeo
Las fuentes de corriente utilizadas en el soldeo TIG, son de característica descendente, y por tanto de
intensidad constante. Dichas fuentes pueden ser rectificadores, motores - generadores, o transformadores.
4.1.2.3 Corriente de soldeo y polaridad
En el soldeo del aluminio pude utilizarse corriente alterna convencional, con onda alterna cuadrada o con
corriente continua en ambas polaridades. La polaridad CCEP, raramente se utiliza dado los bajos rangos de
intensidad permitidos en su uso, puesto que existe el peligro de sobrecalentar y fundir el electrodo de
volframio que de esta forma pasaría a formar parte del baño de fusión.
La acción decapante que proporciona la corriente alterna está asociada a el semiciclo en el que la
corriente actúa en polaridad CCEP. Para asegurar el reencendido del arco en dicho semiciclo se precisan
fuentes de corriente con un alto potencial en vacío (125 V con gas argón o 150 V con gas helio), o en su
lugar maquinas que permitan la superposición de una corriente de soldeo de alto voltaje y alta frecuencia,
justo en el momento en que la corriente pasa por cero y se dirige al semiciclo CCEP.
El cebado del arco eléctrico puede efectuarse mediante raspado o por la utilización de alta frecuencia.
Un arco eléctrico estable (sin interrupciones de corriente en ambos sentidos) se caracteriza por la
ausencia de un sonido entrecortado, un suave fluir del metal de aporte en el interior del baño de fusión, un
fácil cebado, y la no presencia de inclusiones de volframio en el interior del baño de fusión. Normalmente la
magnitud de la intensidad en polaridad directa es mayor que en polaridad inversa, a no ser que la máquina
de soldeo posea un control para prevenir dicho desnivel.
La corriente alterna se utiliza con argón como gas de protección o con mezclas de argón y helio con un
mínimo del 50% de argón en la mezcla. La alúmina sobre la superficie del aluminio es eliminada por la
acción decapante del arco eléctrico. Con mezclas con alto contenido en helio debemos trabajar con arcos
cortos. En este caso la capacidad decapante del arco disminuye haciéndose preciso tratamientos previos al
soldeo con objeto de eliminar la capa de óxido para lograr una buena fusión.. El helio o mezclas ricas en
helio raramente se utilizan en el soldeo con corriente alterna, siendo su uso más frecuente en corriente
continua.
Los electrodos de volframio puro o aleados con óxido de circonio son los preferentemente utilizados en el
soldeo con corriente alterna, siendo la geometría del extremo del electrodo esférica.. La utilización de un
electrodo de volframio aleado con óxido de torio puede producir excesivas proyecciones del volframio
toriado.
En las tablas 15, 16 y 17 se recogen un conjunto de procedimientos (guía) para el soldeo TIG manual.
TABLA 15. PROCEDIMIENTOS TÍPICOS PARA EL SOLDEO TIG MANUAL DE SOLDADURAS A TOPE EN ALUMINIO CON CORRIENTE
TABLA 16. PROCEDIMIENTOS TÍPICOS PARA EL SOLDEO TIG MANUAL DE SOLDADURAS EN ÁNGULO EN ALUMINIO
TABLA 17. PROCEDIMIENTOS TÍPICOS PARA EL SOLDEO TIG MANUAL DE SOLDADURAS EN ESQUINA Y SOLAPE EN ALUMINIO CON
CORRIENTE ALTERNA Y ARGÓN COMO GAS DE PROTECCIÓN.
4.1.2.4. Técnica de soldeo
En el soldeo manual con TIG, la pistola se sostiene con una mano y la varilla (metal de aporte) con la otra
mano. Con objeto de evitar posibles inclusiones de volframio, se debe utilizar una chapa de arranque
situada cerca de la unión. El arco se mantiene en el punto de inicio hasta que se ha formado el baño de
fusión por completo, y entonces comienza el avance. El arco eléctrico no debe adelantarse al baño de
fusión.
En caso de utilizar aporte este debe depositarse en el borde delantero del baño de fusión. El avance se
realiza con ambas manos simultáneamente, con pequeños movimientos hacia atrás y hacia delante a lo
largo de la unión. Se debe procurar que la varilla no toque al electrodo de volframio, ni que esta se salga
fuera del área protegida por la cortina de gas protector.
En el soldeo TIG del aluminio es preciso mantener un arco corto con objeto de obtener un buen control
sobre la penetración, evitar la formación de mordeduras y un ancho de cordón excesivo. Una medida
práctica es utilizar una longitud de arco igual al diámetro del electrodo. En todo momento el soldador debe
poder ver el arco y el baño de fusión, en este sentido la tobera la pistola debe ser lo mas pequeña posible,
siempre que garantice una adecuada protección al baño. La técnica de soldeo es hacia delante con un
ángulo de inclinación de 15º - 25º. Cuando se está soldando materiales de distinto espesor el arco se debe
centrar sobre el de mayor espesor.
La velocidad de soldeo y de aportación de material son dos parámetros dependientes de la habilidad del
soldador. El uso del valor de corriente adecuado permite al soldador ejecutar la soldadura a alta velocidad lo
que origina una solidificación del baño progresiva y un mejor control del cordón de soldadura. Las
interrupciones bruscas durante el soldeo pueden originar la aparición de grietas de cráter, debido a las
bruscas contracciones que tienen lugar. Estos defectos se pueden evitar separando lentamente el soplete al
final de la soldadura conforme se va rellenando el cráter, utilizando el control de pendiente de intensidad
con el que están dotadas determinadas máquinas que permite disminuir la intensidad al final de la soldadura
mientras se está rellenando el cráter, o cortar y reencender el arco mientras se llena el cráter (si se dispone
de alta frecuencia).
Cuando el electrodo ha sido contaminado con aluminio, este debe reemplazarse por otro o debe
limpiarse. Si la contaminación ha sido mínima, puede eliminarse incrementando la corriente del arco
sostenido sobre una pieza de prueba. Para contaminaciones mayores será precisa la utilización de piedra
de esmeril.
Los diseños de unión representados en las figuras 12, 13 y 14, así como en las tablas anexas 15, 16 y 17
son de aplicación en el soldeo TIG. Cuando la experiencia del soldador no es elevada conviene que la
preparación de bordes sea más amplia en lo referente a ángulo de chaflán, separación de bordes. Para el
soldeo de aleaciones del tipo 6061, 6063, 3004, 5052, 7005, y 7039 o similares no es aconsejable el soldeo
sin metal de aporte.
4.1.2.5. Corriente continua polaridad directa
La corriente continua polaridad directa, fue considerada inaceptable, ya que no proporciona efecto
decapante. No obstante el uso de esta polaridad combinada con helio como gas de protección, ha
presentado ciertas ventajas en el soldeo automatizado de secciones grandes. Dado que el calentamiento
que sufre el electrodo es inferior al soportado bajo otras tipos de corriente, se pueden utilizar diámetros de
electrodo más pequeños para los mismos niveles de corriente eléctrica. Los valores de intensidad que
pueden alcanzarse son también mayores en este caso, lo que nos permite obtener cordones más profundos
y estrechos. Con este tipo de corriente no es necesario precalentar secciones grandes antes del soldeo.
Podemos incluso eliminar la preparación de bordes o reducir el tamaño del chaflán, con lo que se minimiza
la cantidad necesaria de metal de aporte. El acabado del cordón es también diferente del obtenido
utilizando corriente alterna, presentándose el cordón cubierto de óxido de aluminio, que puede eliminarse
fácilmente mediante cepillado.
Al no existir decapado eléctrico de la unión es preciso llevar a término un tratamiento químico o mecánico
inicial, antes de comenzar el soldeo.
FIGURA 14. GEOMETRÍAS DE JUNTA ESPECIALES PARA EL SOLDEO POR ARCO DE ALUMINIO EN POSICIÓN CORNISA.
A pesar de las desventajas que presenta el soldar con este tipo de polaridad, la buena penetración y
atractivas velocidades de soldeo hacen que dicha polaridad sea una alternativa en el soldeo de piezas de
gran espesor en soldeo mecanizado.
Con esta polaridad las preparaciones de borde pueden ser en borde recto hasta 19 mm cuando la
soldadura se ejecuta por ambos lados, si fuera preciso preparar los bordes en V, tendríamos que utilizar
chaflanes de menor ángulo que en el caso de utilizar la corriente alterna y mayores alturas de talón.
Para el soldeo manual con esta polaridad el arco suele cebarse mediante la superposición en los
instantes iniciales de una corriente de alta frecuencia y alto voltaje. Normalmente no es necesario esperar
en el inicio a la formación del baño de fusión ya que este tiende a formarse de forma instantánea, debido al
mayor aporte térmico, aunque puede resultar conveniente el esperar en estos inicios hasta alcanzar la
penetración deseada. En este sentido es recomendable utilizar un control de la penetración en raíz.
La pistola debe desplazarse a lo largo de la unión en el sentido de avance (no es necesario el movimiento
atrás hacia delante que usábamos en corriente alterna).
En las tablas 18 y 19 se recogen a modo de ejemplo valores de parámetros utilizados en el soldeo del
aluminio con corriente continua polaridad directa, con técnica manual.
El soldeo mecanizado TIG se realiza con máquinas que poseen control de pendiente de corriente tanto
en el arranque como en el apagado, del flujo de gas, de la alimentación del aporte (alambre) y del
desplazamiento a través de la unión. Adicionalmente las maquinas pueden llevar un programador que
controle el voltaje, la intensidad y la trayectoria de la pistola de forma automática.
Cuando se suelden aleaciones de aluminio utilizando medios mecanizados con bordes rectos, es preciso
que la longitud de arco sea muy corta y que el electrodo de volframio se encuentre a la altura del metal base
o incluso por debajo del mismo. La posición del extremo del electrodo determina la penetración así como el
ancho del cordón y la presencia de mordeduras. La posición del extremo del electrodo está determinada por
el tipo de aleación, el espesor y el procedimiento de soldeo. En la mayoría de los casos no es necesario el
uso de respaldo cuando se suelda por una sola cara y a penetración completa, con bordes rectos.
TABLA 18. PROCEDIMIENTOS TÍPICOS PARA EL SOLDEO TIG MANUAL DE SOLDADURAS A TOPE EN ALUMINIO CON CORRIENTE
TABLA 19. PROCEDIMIENTOS TÍPICOS PARA EL SOLDEO TIG MANUAL DE SOLDADURAS EN ÁNGULO EN ALUMINIO CON CORRIENTE
En las tablas 20 a 23 se pueden encontrar datos sobre parámetros característicos utilizados en el soldeo
mecanizado del aluminio.
4.1.2.6. Corriente continua polaridad inversa
El soldeo del aluminio con este tipo de polaridad permite soldar pequeños espesores, con la cantidad
suficiente de corriente como para mantener el arco estable y lograr un buen efecto de limpieza superficial.
En este caso se utiliza el argón como gas de protección ya que el helio o mezclas de helio y argón
producen sobrecalentamiento en el electrodo. Los cordones tienden a ser anchos y poco profundos.
Valores comunes en el soldeo de aleaciones de aluminio con esta polaridad quedan recogidos en la tabla
24.
TABLA 20. PROCEDIMIENTOS TÍPICOS PARA EL SOLDEO TIG MECANIZADO DE SOLDADURAS A TOPE CON BORDES RECTOS EN
ALUMINIO CON CORRIENTE CONTINUA POLARIDAD DIRECTA Y HELIO COMO GAS DE PROTECCIÓN (A).
ALUMINIO, ALEACIÓN 2219, CON CORRIENTE CONTINUA POLARIDAD DIRECTA Y HELIO COMO GAS DE PROTECCIÓN (A, B).
ALUMINIO, ALEACIÓN 7039, CON CORRIENTE CONTINUA POLARIDAD DIRECTA Y HELIO COMO GAS DE PROTECCIÓN.
TABLA 24. CONDICIONES TÍPICAS PARA SOLDEO TIG MANUAL DE ALUMINIO, CON CORRIENTE CONTINUA POLARIDAD INVERSA Y
ARGÓN COMO GAS DE PROTECCIÓN.
TABLA 23. PROCEDIMIENTOS TÍPICOS PARA SOLDEO TIG MECANIZADO DE SOLDADURAS CON PREPARACIÓN DE BORDES EN V,
EN ALEACIÓN DE ALUMINIO 7039, CON CORRIENTE CONTINUA Y POLARIDAD DIRECTA Y HELIO COMO GAS DE PROTECCIÓN.
4.1.2.7. Soldeo con corriente alterna de onda cuadrada
Se diferencia de la corriente alterna convencional, en la forma de la onda. Las fuentes de corriente que
proporcionan corriente alterna de onda cuadrada, están diseñadas para proporcionar un cierto nivel de
corriente continua y rápidamente cambiar de polaridad. El tiempo en que la corriente permanece en
polaridad negativa, es regulable dentro de ciertos límites. Este tipo de corriente combina las ventajas de la
corriente alterna convencional, en cuanto al efecto decapante, y la de la CCEN, en lo referente a la
obtención de buenas penetraciones. No obstante el favorecer en la onda cuadrada una de las dos
polaridades supone disminuir el efecto de la polaridad contraria.
La utilización de corriente alterna con onda cuadrada permite un fácil reencendido del arco cuando la
onda pasa por cero para cambiar de polaridad. Esto es debido al menor tiempo de enfriamiento de los
electrodos que sostienen el arco, en comparación con la onda de alterna convencional. Este efecto permite
la no superposición de forma continua de una onda de corriente alterna de alta frecuencia, lo que resultaba
necesario para mantener el arco encendido en el caso del uso de corriente alterna convencional. De esta
forma el uso de alta frecuencia se reduce al cebado del arco eléctrico. No obstante aquellas máquinas que
posean baja tensión de vacío pueden requerir la superposición continuada de una onda de alta frecuencia
para garantizar los sucesivos reencendidos del arco eléctrico.
El argón es preferentemente el gas utilizado en el soldeo con corriente alterna con onda cuadrada,
aunque también pueden utilizarse mezclas de argón y helio. El uso de helio al 100% supondría disponer de
tensiones de vacío, que hoy por hoy no presentan las máquinas para el soldeo con corriente alterna con
onda cuadrada, con lo que el cebado del arco es prácticamente imposible.
La preparación de bordes difiere de la utilizada con la corriente alterna convencional en la utilización de
ángulos de chaflán más pequeños en las preparaciones en “V” y en “U”, mayores alturas de talón y en
general relaciones de profundidad a anchura más altas, lo que conduce a menores distorsiones durante las
operaciones de soldeo, y a una reducción de la cantidad de metal de aporte empleado.
4.1.2.8. Electrodos
La selección del electrodo de volframio depende del tipo de corriente que se vaya a utilizar.
Cuando se utiliza corriente alterna están aconsejados los electrodos de volframio puro EWP o de
volframio aleado con circonio EWZr, ya que estos tienden a conservar la forma esférica del extremo, que es
la aconsejada para el soldeo con alterna. Cuando se utilizan electrodos de volframio aleado con óxido de
torio en combinación de corriente alterna, es bastante frecuente que se presenten finas inclusiones de
escoria en el cordón de soldadura.
Los electrodos clasificados según la AWS como EWTh-1 y EWTh-2 (electrodos aleados con óxido de
torio), se utilizan en el soldeo con corriente continua polaridad directa. Ambas clasificaciones se caracterizan
por reunir electrodos con alto poder termoemisivo, mayor capacidad de transporte de corriente eléctrica y
más tiempo de vida si los comparamos con los agrupados en la clasificación. Como consecuencia de ello el
arco es más fácil de cebar y el arco eléctrico resulta más estable.
Los electrodos aleados con óxido de circonio presentan menor tendencia que los de volframio puro a
contaminarse, bien con el material base o bien con el material de aporte, así mismo tienen mayor capacidad
para el transporte de corriente eléctrica que estos últimos.
En las figuras 15 y 16 se comparan los rangos de intensidad con los que funcionan los electrodos de
volframio y los electrodos de volframio aleado con torio.
FIGURA 15. RANGOS DE INTENSIDAD PARA ELECTRODOS DE VOLFRAMIO PURO.
FIGURA 16. RANGOS DE INTENSIDAD PARA ELECTRODOS DE VOLFRAMIO CON TORIO.
4.1.2.9. Sistemas de protección para soldeo TIG
El gas mas utilizado en el soldeo TIG del aluminio es el argón, utilizándose el helio en algunas
aplicaciones especiales.
El argón permite variaciones mayores en la longitud del arco sin generar grandes variaciones en la
potencia del mismo, en comparación con el helio, lo que le hace mas apto para el soldeo manual. Así mismo
el argón proporciona un cebado de arco mas fácil y permite el decapado eléctrico de la unión cuando se
utiliza corriente alterna.
El helio se utiliza fundamentalmente en el soldeo mecanizado con corriente continua en polaridad directa,
ya que permite mayores penetraciones y velocidades de soldeo que el argón.
En ocasiones también se utiliza mezclas de argón - helio con el objeto de reunir las bondades de ambos,
buena estabilidad del arco eléctrico y buena penetración. Mezclas del orden 25% helio y 75 % argón
permiten el soldeo con alterna a elevadas velocidades de procesamiento, con una acción limpiadora aún
aceptable. Si el contenido en helio supera el 25% cabe esperar una rectificación de la onda de alterna
cuando se trabaja con bajos potenciales de vacío.
4.1.3.- Soldeo con protección gaseosa y electrodo consumible (MIG)
4.1.3.1.- Equipo
Una gran variedad de equipos para el soldeo MIG se hallan disponibles en el mercado, la selección del
mas apropiado depende de factores como la posición, el tamaño de la unión, la cantidad de metal de aporte
a depositar y el nivel de producción que se haya fijado.
Los principales elementos que constituyen un equipo para soldeo MIG son: el sistema de alimentación de
alambre, la pistola y la fuente de alimentación. Cuando se efectúe soldeo MIG por puntos será preciso tener
además presente el sistema de control de tiempo de soldeo.
4.1.3.2.- Sistemas de alimentación de alambre
Para soldeo semiautomático existen tres tipos diferentes de sistemas de alimentación de alambre de la
bobina a la pistola. Estos sistemas son conocidos como de empuje, arrastre y de empuje y arrastre
combinado.
En los sistemas de empuje los rodillos tractores se encuentran cerca de la bobina y el alambre es
empujado desde esta posición a través de un conducto de 3 - 3.6 m.
En el sistema de arrastre los rodillos tractores los rodillos tractores están situados cerca de la pistola, y
arrastran al alambre hasta la pistola a través del conducto. La longitud de los conductos esta también
limitada a 3 - 3.6 m.
En los sistemas de tracción y empuje existen varios conjuntos de rodillos, al menos dos, situado uno de
ellos cerca de la bobina y el otro en la pistola. Este sistema permite manejar longitudes de alambre de 6.6 m
y mayores.
La selección de un determinado tipo de alimentación está determinada por el diámetro del electrodo, la
carga de rotura de la aleación del mismo, y de la distancia entre la bobina y la zona de soldeo.
Los sistemas de empuje están limitados a materiales de alta resistencia, con diámetros de 1.2mm y
superiores, con la suficiente rigidez como para evitar embotamientos en los conductos o en la pistola.
El sistema de arrastre es característico de cabezas mecanizadas o algunas pistolas semiautomáticas.
Estas pistolas se utilizan en le soldeo de aleaciones de aluminio con diámetros de hilo de 1.2 mm e
inferiores. En los sistemas mecanizados el dispositivo de alimentación se encuentra justo por encima de la
cabeza de soldeo.
Los conductos por donde circula el alambre deben estar limpios y exentos de discontinuidades y
curvaturas cerradas.
En cuanto a los rodillos tractores se recomienda que estén acanalados (pero no en V), frente a rodillos
moleteados, ya que estos últimos pueden generar pequeñas partículas de aluminio, que se incorporan a los
conductos pudiéndolos obstruir. La presión que los rodillos efectúan sobre el alambre es crítica para obtener
buenos resultados, por lo que requiere de un cuidadoso ajuste.
La utilización de tubos de contacto doblados restringe la utilización de alambres de aluminio de baja
resistencia mecánica. La utilización de tubos de contacto cortos (19 - 25 mm) reduce los puntos de
transferencia de corriente al alambre de aluminio, cuyo óxido tiene características aislantes, lo que puede
producir que salten pequeños arcos e el interior del tubo de contacto cuando la alimentación se efectúa a
gran velocidad en máquinas de tensión constante. Por esta razón se prefieren tubos de contacto de
longitudes entre 102 - 152 mm. Así mismo los tubos de contacto largos sirven de enderezadores de los
alambres de aluminio de baja resistencia mecánica, lo que conduce a que estos entren rectos en el baño de
fusión.
En caso de que se utilice una fuente de alimentación de intensidad constante, se deben utilizar
velocidades de alimentación de alambre bajas. Si el alambre toca el metal base a gran velocidad, la
máquina de intensidad constante no podrá iniciar el arco, ya que la corriente de circuito abierto no será lo
suficientemente alta.
4.1.3.3.- Fuentes de alimentación
Estas pueden ser de intensidad constante o de voltaje constante. Ambas pueden utilizarse de forma
satisfactoria si se mantiene la intensidad dentro de valores relativamente constante. Las más ampliamente
utilizadas son las de tensión constante, que también son ampliamente utilizadas en el soldeo de materiales
férreos. Se prefiere el uso de las fuentes de corriente constante, cuando se requiera mantener un aporte
térmico constante y una alta calidad en la soldadura, sobre todo cuando se vaya a oscilar la pistola. No
obstante bajo condiciones estables de soldeo no cabe esperar diferencias importantes entre ambas.
4.1.3.4.- Gases de protección en el soldeo MIG del aluminio y sus aleaciones
A parte de la función principal del gas en la protección de la unión, a través de su selección es posible
también realizar un control sobre la distribución de calor en la soldadura. Este a su vez influye en la forma
de la sección transversal del cordón y en la velocidad de soldeo. Es posible modificar la penetración
actuando sobre la composición del gas de protección evitando de esta forma tener que variar la velocidad
de aporte de material.
El helio raramente se utiliza en estado puro en este proceso debido a la alta inestabilidad que introduce
en el arco eléctrico.
Secciones de cordón típicas que se obtienen en el soldeo MIG del aluminio utilizando gases de
protección a base de argón, helio o mezclas de ambos pueden contemplarse en la figura 17. La geometría
de cordón que proporciona el argón, estrecha y profunda, puede favorecer el atrapamiento de gases. La
adición de helio al argón, teniendo una longitud de arco especificada supone el incremento en la tensión del
arco de 2 - 3 voltios cuando lo comparamos con un arco en el que se utiliza solo argón.
El gas de protección es servido desde botellas individuales o desde conjuntos de varias botellas
conducidas a la máquina a través de un sistema de tuberías. El uso de las botellas está recomendado
cuando el consumo de gas es bajo, el área de soldeo es grande o la localización de las diferentes
soldaduras varía mucho. La utilización de conjuntos de botellas está recomendada cuando el volumen de
trabajo es alto y este se realiza en posiciones fijas.
La pureza del gas es también de la máxima importancia, de tal forma que se deben utilizar gases que
tengan un punto de rocío del orden de -60ºC. La suciedad, grasas y polvo que pueda acumularse en las
válvulas de las botellas debe se cuidadosamente eliminadas.
Todas la conexiones de las mangueras deben revisarse y constatar que no existen fugas ni posibilidad de
que pueda entrar aire en el sistema de alimentación de gas.
El argón es el gas mas utilizado en el soldeo MIG semiautomático en transferencia spray, ya que
proporciona una excelente estabilidad al arco eléctrico, una penetración y forma de cordón adecuadas, y la
posibilidad de utilizarse en todas las posiciones. El helio (mezclado) está recomendado para su uso en el
soldeo mecanizado o automatizado con altos valores de corriente eléctrica y en posición plana. Las mezclas
de argón y helio están recomendadas para el soldeo semiautomático de las aleaciones de la serie 5XXX, y
en el soldeo semiautomático cuando se quiere conseguir una mayor estabilidad de arco (las mezclas que en
este sentido se requieren son de 50 - 75 % de helio).
FIGURA 17. INFLUENCIA DEL GAS DE PROTECCIÓN EN EL PERFIL DEL CORDÓN DE SOLDADURA.
4.1.3.5. Modos de transferencia
Utilizando corriente continua electrodo al positivo la transferencia en forma de múltiples gotas de pequeño
tamaño, se consigue cuando los niveles de intensidad y de voltaje superan ciertos valores umbral. Estos
valores dependen de la composición del electrodo, de su tamaño y de la velocidad de alimentación del
alambre. El modo de transferencia de metal al que estamos refiriéndonos es el conocido como spray, y es
este el que normalmente se utiliza en el soldeo del aluminio y sus aleaciones. Este modo de transferencia
puede actuar de forma continua o pulsada.
El modo de transferencia en spray pulsado permite un mayor control del aporte térmico, el soldeo en
todas las posiciones, y el soldeo de espesores pequeños en aleaciones de aluminio, así como el uso de
consumibles de mayor tamaño (mayores valores de intensidad) para el soldeo de secciones gruesas de
aleaciones de aluminio.
La generación de proyecciones es más acentuada con electrodos que contienen elementos de baja
presión de vapor. Las aleaciones de aluminio - magnesio (5XXX) son las que normalmente generan mayor
cantidad de proyecciones. La reducida presión de vapor de magnesio conduce al desmenuzamiento de las
gotas de aporte según abandonan el extremo del electrodo. Cuando la longitud de arco (voltaje) cae por
debajo de un valor característico relacionado con un tipo de electrodo y un nivel de amperaje dado, las
gotas de metal de aporte se hacen más grandes y se consiguen mayores penetraciones y mayores
velocidades de consumo de electrodo, este efecto resulta interesante en el soldeo de grandes espesores.
Cuando el voltaje se corresponde con un régimen de transferencia spray y disminuimos la corriente por
debajo del valor umbral, se produce el cambio de modo de transferencia spray a globular. Este nuevo modo
de transferencia no es aplicable a el soldeo del aluminio, dado que genera graves faltas de fusión el la
unión. Si simultáneamente disminuimos el voltaje y el amperaje por debajo de los valores umbral, lo que
obtenemos es el modo de transferencia en corto circuito, no recomendado para el soldeo del aluminio por
las mismas razones especificadas para el modo globular.
4.1.3.6.- Procedimientos de soldeo
Datos básicos sobre procedimientos de soldeo quedan recogidos en las tablas 25 y 26, para el soldeo
MIG del aluminio. Para el soldeo MIG con alambres por debajo de 1.2 mm de diámetro se utilizan máquinas
de tensión constante y alimentación de alambre también constante. La alimentación del alambre es ajustada
para obtener la adecuada fusión y penetración. La tensión se debe ajustar para obtener con el material de
aporte seleccionado un modo de transferencia tipo spray.
TABLA 25. PROCEDIMIENTOS TÍPICOS PARA EL SOLDEO MIG DE SOLDADURAS EN ÁNGULO, EN ALEACIONES DE ALUMINIO, CON
ARGÓN COMO GAS DE PROTECCIÓN.
TABLA 26. PROCEDIMIENTOS TÍPICOS PARA SOLDEO MIG DE SOLDADURAS CON PREPARACIÓN DE BORDES, EN ALEACIONES DE
ALUMINIO CON ARGÓN COMO GAS DE PROTECCIÓN.
Máquinas de corriente constante y alimentadores de alambre de velocidad constante, pueden ser
utilizadas con alambre de 1.2 mm de diámetro o superiores. En estas máquinas la corriente de soldeo se
prefijada al valor deseado y la tensión se ajusta fijando la velocidad de hilo que nos proporcione la longitud
de arco esperada. El parámetro longitud de arco es crítico para la obtención de soldaduras exentas de
faltas de fusión entre el metal de soldadura y los bordes del metal base. Si la longitud de arco es muy
pequeña se pueden producir cortocircuitos entre el electrodo y el baño de fusión.
Cuando se elabore un procedimiento para soldeo con arco pulsado, se deben tener presente los
siguientes parámetros:
o
el diámetro del electrodo.
o
velocidad de alimentación de alambre.
o
gas de protección.
o
frecuencia de pulsación.
o
corriente y tensión de pico.
o
valor medio de amperaje utilizado.
o
corriente de base
o
velocidad de soldeo.
4.1.3.7. Soldeo MIG automático
En el soldeo MIG automático se utilizan niveles de corriente de hasta 360 A con máquinas de voltaje
constante. Para alcanzar valores de corriente de hasta 500 A se recomienda el uso de máquinas de
característica descendente, utilizando como gas de protección argón. Mayores valores de corriente, hasta
del orden de 750 A se pueden alcanzar utilizando como gas de protección helio o mezclas de argón y helio.
El uso de altas intensidades de soldeo permite realizar las soldaduras en menos pasadas y sin preparación
de bordes.
Soldeo a tope en una sola pasada hasta espesores de 12.7 mm pueden efectuarse con este proceso sin
preparación de bordes. Espesores del orden de 38 mm se han soldado por ambas caras pero sin
preparación de bordes, usando helio como gas de protección. Pruebas recientes han demostrado la
posibilidad de soldar espesores de hasta 76.2mm utilizando el soldeo por ambas caras, una sola pasada por
cara y una preparación en doble U.
El mayor control sobre los parámetros de soldeo que existe en el soldeo automático permite soldar
espesores tan pequeño como 0.5mm . Las mayores velocidades de soldeo que se emplean, junto con las
mas pequeñas preparaciones de borde exigibles mejoran la apariencia de la soldadura, minimizan las
distorsiones el coste de soldeo. Normalmente al soldeo automático están asociados menor número de
pasadas, menor aporte térmico, menores preparaciones de bordes y menores costes de personal.
Los factores que requieren mayor vigilancia en el soldeo automático son aquellos que afectan a la
uniformidad en la alimentación del alambre, la transmisión de corriente en el tubo de contacto y el
mantenimiento de la máquina de intensidad constante. Con objeto de garantizar una adecuada transmisión
de la corriente eléctrica hacia el electrodo se, se requiere una alta calidad en la fabricación de los mismos
que garantice una resistencia superficial uniforme.
En el soldeo automático es de vital importancia tener presente el uso de dispositivos de fijación que
permitan la obtención de cordones uniformes y sin faltas de penetración y de fusión.
Así mismo es de vital importancia la selección del tamaño adecuado de boquilla que asegure la
protección adecuada para los valores de intensidad y velocidad de soldeo seleccionados.
4.1.3.8. MIG por puntos
El soldeo por puntos se chapas dispuestas a solape se logra cuando el arco centrado sobre la chapa
dispuesta el al posición superior, penetra esta alcanzando la chapa inferior. Esta limitado en cuanto a
espesores a valores inferiores a 3.2 mm. El resultado final de dicha operación es un punto de soldadura de
apariencia esférica que presenta un sobreespesor sobre la chapa superior y que puede haber penetrado de
forma total o parcial la chapa inferior. En los casos en que la penetración sea parcial será preciso que la
chapa inferior sea de mayor espesor que la superior.
El equipo utilizado par el soldeo por puntos del aluminio y sus aleaciones es similar al utilizado en el
soldeo manual MIG. Para el soldeo por puntos el sistema de alimentación de alambre tiene que ser de
arrastre o de arrastre - empuje. Los sistemas de alimentación de empuje no son utilizados ya que produce
resultados no satisfactorios. Cuando la pistola ejerce una presión uniforme sobre la chapa superior se
alcanzan buenos resultados en el soldeo de varios puntos en serie.
Se requiere un sistema de control que gobierne el tiempo en el que la corriente está circulando, el gas
fluye y el electrodo es alimentado. Los temporizadores funcionan entre 0- 2 segundos con una precisión de
0.015 segundos.
El inicio del arco eléctrico se efectúa con alimentación de hilo a baja velocidad. Al finalizar el punto de
soldeo la corriente disminuye gradualmente consumiéndose una longitud de alambre predeterminada lo que
contribuye a rellenar el cráter y evitar que el hilo quede atrapado en el baño cuando este está solidificando.
Argón, helio o mezclas de ambos son utilizadas en esta modalidad de soldeo MIG. El mas utilizado sigue
siendo el argón, aunque el helio está recomendado cuando se sueldan espesores finos dado que tienda a
formarse un punto de soldadura con un cono más ancho (mayor ángulo). No obstante el mayor nivel de
salpicaduras unido un acabado más rugoso hacen del uso del helio una alternativa poco atractiva.
En la tabla 27 se recogen los parámetros comúnmente utilizados en el soldeo MIG por puntos de chapas
a solape con electrodo de 1.2 mm. Estos valores pueden sufrir modificaciones dependiendo de la
composición del material base, del aporte, del estado superficial de las chapas, del gas y equipo empleado.
Las condiciones finales de soldeo deben determinarse en función de los resultados que se obtengan de la
realización de los ensayos destructivos pertinentes.
TABLA 27. AJUSTES TÍPICOS PARA SOLDEO MIG CON EQUIPOS DE VOLTAJE CONSTANTE, PARA DIVERSOS ESPESORES DE
CHAPA DE ALUMINIO.
El nivel de penetración que obtenemos sobre la segunda chapa depende de factores como el voltaje, la
corriente de soldeo, y el tiempo de soldeo para un tamaño de electrodo y un gas de protección dado.
Obtener buenas penetraciones con chapas de gran tamaño requiere altas velocidades de alimentación de
alambre, alta corriente con máquinas de tensión constante. Cuando se trata de pequeños ajustes sobre la
penetración el parámetro a modificar es la velocidad de alimentación de alambre
.
El tiempo de soldeo que normalmente es suficiente en el soldeo por puntos para el aluminio es de 0.5
segundos. Tiempos de soldeo por debajo de 0.25 segundos no son recomendables debido a que el tiempo
de encendido del arco comienza ser importante frente al tiempo total de soldeo, resultando de ello
soldaduras no uniformes. Tiempos largos de soldeo son deseables para favorecer la no aparición de poros.
Tiempos cortos son preferidos cuando la posición de soldeo se ejecuta en posición bajo techo o en vertical
o cuando se desea un acabado de punto a paño.
4.1.4. Soldeo con electrodo revestido.
El soldeo del aluminio y sus aleaciones empleando electrodos revestidos está limitado a pequeñas
operaciones de reparación, en trabajos que no sean de alta responsabilidad.
Las velocidades de soldeo son mas bajas con este proceso que con el GMAW, no estando recomendado
para trabajos donde se exija un alto nivel de responsabilidad.
Los electrodos están recubiertos por un revestimiento que se combina con la alúmina que cubre a la
aleación de aluminio generando de esta forma la escoria. Esta escoria es una fuente potencial para la
corrosión por lo que debe ser bien eliminada entre pasada y pasada. Dado que la humedad afecta a la
calidad del electrodo este debe de almacenarse en lugares secos, y es más antes del soldeo dichos
electrodos deben someterse al secado recomendado por el fabricante. Un secado típico de tales electrodos
es un calentamiento a 66 - 93 º C.
El soldeo se efectúa con corriente continua polaridad inversa (CCEP).
A la hora de realizar una soldadura con electrodos revestidos es preciso tener en cuenta los siguientes
puntos:
o
humedad presente en el revestimiento de los electrodos.
o
limpieza del metal base y de los electrodos.
o
precalentamiento necesario del metal base.
o
métodos de eliminación de escorias entre pasadas y al finalizar el soldeo.
El mínimo espesor que marca la utilidad de este proceso es a partir de 3 mm. Entre 3mm y 6.4 mm no se
suele requerir la preparación de bordes. Espesores por encima de 6.4 mm deben biselarase en V con
ángulos de chaflán de 60 - 90º C. La altura de talón variará entre 1.5 mm a 6.35 mm dependiendo del
espesor del material base. La separación de raíz oscilará entre 0.76 - 1.52 mm.
En el soldeo de secciones gruesas (por encima de 10 mm) está recomendado el precalentamiento que
además de garantizar una buena penetración, evita la porosidad y disminuye las distorsiones, al suavizar el
brusco enfriamiento. Para la realización del precalentamiento se puede utilizar un soplete oxigás o un
horno.
Siempre que sea posible se debe optar por realizar soldaduras en una sola pasada, con lo que se
minimiza los riesgos de que quede atrapada escoria entre los cordones. La mayoría de las escorias se
eliminan bien mediante medios mecánicos (ej: cepillos rotatorios), si quedaran por eliminar pequeñas trazas
de escoria esta podría eliminarse con la aplicación de ducha de agua caliente. Para verificar que no queda
traza alguna de escoria se aplicaría en la superficie de la unión una solución de nitrato de plata al 5%, de las
partes donde existiera restos de escoria se desprendería humo. Para la eliminación completa de dichas
escorias se aplicaría una solución de caliente de ácido nítrico al 5% o una solución al 10% de ácido sulfúrico
(templada), con posterior enjuagado en agua caliente.
En la tabla 28 se recogen los parámetros más comúnmente utilizados en el soldeo con electrodos
revestidos del aluminio y sus aleaciones.
TABLA 28. PROCEDIMIENTO RECOMENDADO PARA EL SOLDEO MEDIANTE ELECTRODO REVESTIDO DE ALUMINIO.
4.1.5. Soldeo con plasma del aluminio y sus aleaciones
El soldeo por plasma del aluminio es similar al ya estudiado soldeo TIG, con la diferencia importante de
que en este caso el arco eléctrico es constreñido por una tobera refrigerada por agua, incrementando de
esta forma la densidad de corriente de la fuente de calor y aumentando la direccionalidad del arco eléctrico.
Las técnicas de soldeo con plasma pueden se de dos tipos: de generación de baño de fusión, o de
formación de un ojo de cerradura. La primera de ellas es similar a la utilizada en el soldeo TIG. La segunda
consiste en la formación de un agujero en el seno del baño fundido, que como una columna de vapor
metálico avanza a lo largo de la unión. Esta última técnica es la recomendada cuando se sueldan grandes
espesores.
El soldeo con plasma utiliza corriente continua polaridad positiva, por lo que no existe una acción
decapante de la corriente eléctrica, por lo que requiere un tratamiento de limpieza previo a la soldadura. El
aluminio pude soldarse también con plasma utilizando, bien corriente alterna convencional o con onda
cuadrada, como se realizaba en el soldeo TIG.
Una mayor penetración y velocidad de soldeo son las ventajas que presenta el plasma frente al TIG. Si
utilizamos la técnica de formación de baño de fusión existe mayores probabilidades de que se forme
porosidad, debido a la más rápida solidificación del baño fundido. Una limpieza previa adecuada del metal
base, de los consumibles y una apropiada selección del gas de protección disminuirán los riesgos de
formación de poros.
Mediante la utilización de la técnica del ojo de cerradura y sofisticados sistemas para variar la polaridad
se puede conseguir eliminar los óxidos de las zonas colindantes, reduciendo así el riesgo de formación de
poros por la presencia de óxidos.
La protección por gas inerte suele ser requerida por ambas caras de la soldadura, especialmente cuando
se utilizan aleaciones del tipo 5XXX y aleaciones Al - Li.
4.2. Soldeo por haces de altas energías.
4.2.1. Soldadura de aluminio por haz de electrones
El soldeo del aluminio y de sus aleaciones por haz de electrones se aplica a geometrías de unión como
son: soldadura en borde, soldadura a tope, soldadura a tope en T, soldadura en esquina y a solape.
El soldeo puede efectuarse en el interior de una cámara donde se ha practicado un alto vacío del orden
de 1.22*10-4 a 0.133 Pa, o un vacío medio del orden de 0.133 a 333 Pa, o incluso a presión atmosférica
utilizando helio como gas de protección.
La mayoría de las aleaciones de aluminio son soldables mediante el uso del haz de electrones, pero se
ha podido observar cierta tendencia al agrietamiento en las aleaciones tratables térmicamente de las series
2XXX, 6XXX, y 7XXX, aunque la adición de material de aporte adecuado permite prevenir tal defecto. A tal
efecto se han diseñado sistemas de alimentación adaptado al proceso. Es posible también la utilización de
injertos como método válido para el aporte de material.
4.2.1.1. Geometría de la unión
La preparación de bordes normalmente utilizada en este tipo de proceso es en bordes rectos, pudiéndose
alcanzar penetraciones sobre espesores de 19.3 mm en una sola pasada (aleación 5083). En ocasiones el
cordón presenta una geometría claramente cóncava, efecto que se elimina si se da una segunda pasada
con o sin metal de aporte. Variaciones en la penetración pueden presentarse en caso de que se suelden
grandes espesores en una sola pasada con penetración parcial. El problema puede solucionarse si se
emplean varias pasadas con o sin metal de aporte.
Diversos detalles sobre las preparaciones de bordes más utilizadas en el soldeo por haz de electrones
quedan recogidos en la figura 18, donde aparecen preparaciones premecanizadas cuyo objetivo es el de
compensar las distorsiones durante el soldeo.
4.2.1.2. Equipo y condiciones de soldeo
Las aleaciones de aluminio pueden soldarse con máquinas de alto o de bajo voltaje. En el mercado
existen disponibles máquinas de 60 a 175 kV con potencias de hasta 100 kW. La selección de la máquina
depende de factores como el tipo de aleación, el espesor, el diseño de la unión y los requisitos de servicio
establecidos. Se recogen las condiciones típicas de operación en el soldeo por haz de electrones en una
sola pasada para varias aleaciones y espesores. En las tablas 29, 30 y 31 se recogen las condiciones para
el soldeo multipasada de las aleaciones 6061-T6 y 5083-0 con metal de aporte y para el soldeo multipasada
de la aleación 5083-0 sin aporte de material.
4.2.1.3. Perdida de elementos y propiedades
Ciertas aleaciones que contienen magnesio pueden sufrir la pérdida de este elemento cuando se sueldan
el cámaras de vacío, tal y como le ocurre a la aleación 5083. La preparación de bordes apropiada para el
soldeo de este tipo de material es la identificada en los croquis anteriores con la letra D, excepto cuando se
use metal de aporte. Las perdidas de magnesio pueden oscilare entre el 0.6 al 1.1 % en peso en la pasada
de raíz, esperándose menores pérdidas en pasadas posteriores.
La pérdida de elementos de aleación no tiene por lo general gran influencia en la disminución del límite
elástico de las aleaciones, aunque este hecho debe ser constatado para cada aplicación. Las propiedades
de las soldaduras obtenidas mediante haz de electrones, en aleaciones no tratables térmicamente (1XXX,
3XXX y 5XXX) son netamente semejante a las obtenidas utilizando el TIG.
En la tabla 32 se recogen las propiedades mecánicas de la unión para algunas aleaciones de aluminio.
TABLA 29. CONDICIONES PARA SOLDEO DE ALUMINIO MEDIANTE HAZ DE ELECTRONES CON PASADAS MÚLTIPLES: SOLDEO CON
APORTE DE UNA ALEACIÓN 6061-T6, DE 5,4 MILÍMETROS DE ESPESOR. GEOMETRÍA DE JUNTA (C) (A).
FIGURA 18. GEOMETRÍAS DE JUNTA PARA SOLDEO MEDIANTE HAZ DE ELECTRONES DE ALUMINIO.
TABLA 30. CONDICIONES PARA SOLDEO DE ALUMINIO MEDIANTE HAZ DE ELECTRONES CON PASADAS MÚLTIPLES: SOLDEO
AUTÓGENO, MULTIPASADAS, DE UNA ALEACIÓN 5083. GEOMETRÍA DE JUNTA (D) (A).
TABLA 31. CONDICIONES PARA EL SOLDEO DE ALUMINIO MEDIANTE HAZ DE ELECTRONES CON PASADAS MÚLTIPLES: PASADO DE
RAÍZ AUTÓGENA Y SOLDEO CON APORTE DE UNA ALEACIÓN 5083. GEOMETRÍA DE JUNTA (D), CON ÁNGULO DE BISEL 7,5° (A).
TABLA 32. PROPIEDADES DE LAS SOLDADURAS REALIZADAS MEDIANTE HAZ DE ELECTRONES, COMPARADAS CON LAS
PROPIEDADES DE METAL BASE.
4.2.2. Soldeo por láser
El soldeo láser dado la alta densidad de energía que se utiliza (gran focalización de la energía), permite
obtener soldaduras con cordones profundos y estrechos, minimizando el tamaño de la zona afectada y las
distorsiones.
La reducción del ancho de la ZAT tiene un efecto inmediato en el soldeo de las aleaciones de aluminio,
que para su uso industrial han sufrido un endurecimiento, bien por deformación o bien por tratamiento
térmico. Las temperaturas alcanzadas durante el soldeo al arco en la ZAT, producen sobreenvejecimientos
en las aleaciones tratables térmicamente o recocidos en las endurecidas por deformación, con la
consiguiente pérdida de propiedades. Esta degradación de propiedades pude, dependiendo del caso ser
sustancial, tal es el caso derivado del soldeo al arco de las aleaciones de alta resistencia de la serie 2XXX,
que puede llegar a sufrir una disminución en las propiedades mecánicas del orden del 50%.
La geometría de cordón que exhibe las soldaduras realizadas con láser, asegura una zona de
envejecimiento o de recocido inferior a la presentada en el soldeo al arco. Este hecho queda constatado en
los resultados obtenidos en los ensayos de tracción transversal, donde las soldaduras realizadas don láser
presentan mayores valores en límite elástico y carga de rotura que las obtenidas por soldeo al arco para los
mismos espesores. Existe una desventaja asociada a una estrecha ZAT, y que está relacionada con la de
formación localizada de esta cuando la pieza soldada se somete a un conformado posterior, suponiendo
esta concentración de las deformaciones, a nivel general, una perdida de ductilidad de las soldaduras
realizadas con láser.
Esta concentración de deformaciones tiene también un efecto negativo sobre las propiedades de
resiliencia y resistencia a la fatiga de las soldaduras láser.
La mayor dificultad que presenta el soldeo láser de las aleaciones de aluminio, es su gran índice de
reflexión ante longitudes de onda de 1.06 - 10.6 micrómetros de longitud de onda, característica de los
láseres de Nd:YAG y CO2. No obstante una vez que se ha formado el baño de fusión o el ojo de cerradura,
la reflexión que exhibe el aluminio a la radiación láser cae considerablemente. El efecto de la elevada
reflexión inicial supone utilizar láseres de densidad de potencia elevada, que pueden resultar sobrados
cuando se forma el baño de fusión u ojo de cerradura. En la actualidad existen máquinas que tienen en
cuenta esta variación en el índice de reflexión, ajustando la potencia al salto producido.
Otra opción para lograr mayores índices de absorción en el aluminio es actuar sobre la superficie del
mismo mediante lijado, cepillado, pintado, anodizado…
A pesar de dichos inconvenientes la industria aerospacial logra soldar con éxito aleaciones de las series
2XXX y 6XXX en muchas aplicaciones.
4.3. Soldeo por resistencia.
4.3.1. Soldabilidad
La soldabilidad relativa de algunas aleaciones de forja y de moldeo por resistencia queda recogida en las
tablas 5, 6, 7 y 8. Por lo general las fundiciones de aluminio pueden soldarse de forma adecuada por este
proceso, a excepción de las fundiciones en coquilla. Las aleaciones de moldeo pueden soldarse por
resistencia con otras fundiciones o con aleaciones de forja.
Resultan más fáciles de soldar las aleaciones en estado endurecido (por deformación o tratamiento) que
en estado de recocido, dado el menor nivel deterioro de las piezas, menor nivel de distorsión y mayor
período de vida para los electrodos.
4.3.2. Diseño de la Unión
Los mejores resultados en el soldeo por puntos del aluminio se consigue soldando chapas del mismo
espesor en el rango de 0.71 mm - 3.2 mm.
El soldeo por puntos del aluminio requiere distancia entre puntos y solapamientos mayores que los
utilizados para el acero. La resistencia de una unión por puntos se moverá en el margen del 20 - 90 % de la
conseguida con una unión completa.
4.3.3. Preparación de la superficie
La obtención de puntos de soldadura de resistencia mecánica uniforme y buena apariencia depende de
obtener una baja resistencia en la superficie. Normalmente el estado superficial que traen de fábrica la
mayoría de las aleaciones de aluminio es válido para la mayoría de las aplicaciones industriales. En la
industria aeronáutica y aerospacial se requieren preparaciones y limpiezas más cuidadosas.
Los tiempos de espera desde la limpieza a el soldeo deben especificarse claramente. La inmersión de la
aleación en un baño ácido de ácido nítrico y fluorhídrico durante 6 minutos seguida de enjugado en agua
primero fría luego caliente para terminar con un secado puede ser suficiente.
4.3.4. Resistencia de contacto
La resistencia de contacto medida sobre cupones de prueba adecuadamente limpiados oscilará entre 105 y 10-4 Ohms, mientras que la correspondiente a una chapa extraída del almacén es de 10-2 Ohms.
4.3.5. Soldeo por puntos
En la tabla 33 quedan recogidos los parámetros más usuales en el soldeo del aluminio por puntos.
TABLA 33. ESPECIFICACIONES RECOMENDADAS PARA EL SOLDEO POR PUNTOS DE ALEACIONES DE ALUMINIO CON MÁQUINAS
MONOFÁSICAS DE CORRIENTE ALTERNA.
El aluminio puede soldarse por resistencia tanto con fuentes de corriente continua como de corriente
alterna. Las necesidades de corriente en comparación con los valores requeridos para el acero, se
multiplican por tres para los mismos espesores considerados. Se obtienen resultados de mayor calidad
utilizando fuentes de corriente continua pulsada o no. En cualquier caso las máquinas deben estar provistas
de sistemas de baja inercia que permita la aplicación y separación del electrodo al inicio y final de las
soldaduras.
Los electrodos a utilizar en el soldeo del aluminio y sus aleaciones son los designados como RWMA
Grupo A, Clase 1, electrodos de aleación de cobre caracterizados por su alta conductividad eléctrica.
Debido al uso los electrodos pueden contaminarse de aluminio formando aleaciones que además de ser
frágiles reducen la conductividad eléctrica lo que puede originar que en posteriores operaciones los
electrodos queden adheridos a la superficie de las chapas produciendo pequeños desgarres en las mismas
y disminuyendo el período de vida de los electrodos. Este fenómeno se produce normalmente por una falta
de limpieza de las piezas a unir, escasa presión o excesiva corriente.
En el soldeo por roldanas los valores de intensidad a utilizar y de presiones van a ser mayores que en el
soldeo por puntos, lo cual puede cotejarse examinando la tabla 34, donde se reúnen las condiciones para el
soldeo de la aleación del tipo 5052 - H34. Una velocidad excesiva en este proceso puede producir la
contaminación de las roldanas por aluminio. Los electrodos utilizados en este proceso son normalmente en
forma de ruedas con radios de 25.4 a 254 mm, los electrodos deben limpiarse después de 3 - 5 revoluciones
en soldeo continuo.
TABLA 34. ESPECIFICACIONES TÍPICAS PARA SOLDAR POR RESISTENCIA CORDONES ESTANCOS EN ALEACIÓN 5052-H34 CON
MÁQUINAS MONOFÁSICAS DE CORRIENTE ALTERNA.
4.4. Soldeo en estado sólido
El soldeo en estado sólido de las aleaciones de aluminio se puede efectuar por los siguientes procesos:
o
soldeo frío (soldeo por presión)
o
soldeo por ultrasonidos.
o
soldeo por explosión
o
soldeo por difusión
o
soldeo por fricción
4.4.1. Soldeo frío
Este proceso de soldeo se aplica sin aporte de calor. Una presión exterior fuerza las dos piezas a unir
produciendo la suficiente deformación plástica. Una condición importante para poder ejecutar este tipo de
soldeo es que uno de los dos materiales a unir (al menos uno) sea lo suficientemente dúctil como para
deformara sin sufrir un endurecimiento acusado. Tanto uniones a tope como a solape pueden conseguirse
mediante este proceso de soldeo.
La rebaba característica de este proceso de soldeo debe eliminarse por medio de un mecanizado. Las
presiones aplicadas durante el soldeo por presión, son suficientes como para romper las capas de óxidos, y
eliminar la misma en el fluir del material, cuando se efectúa una soldadura a tope. Un limpiado previo no es
tan crítico para obtener soldaduras de la calidad suficiente en uniones a tope como el requerido en uniones
a solape, donde si es un factor crítico. Este puede realizarse por desengrasado y cepillado de las partes
solapadas.
Dado que no existe ZAT la soldadura es igual de resistente que el metal base. Muchas aleaciones que no
pueden soldarse haciendo uso de los procesos convencionales, pueden hacerlo con éxito con este proceso,
como es el caso de las aleaciones 2024 y 7075 (no se sueldan a solape).
El soldeo a tope puede efectuarse fácilmente sobre geometrías redondas , mientras que la unión a solape
es típica de chapas y pletinas. La longitud de material base que queda deformado utilizando este proceso
con aleaciones que hayan sufrido un recocido es de 1.5 veces el espesor de material base. Materiales
endurecidos requieren mayores distancias del orden de 4 a 5 veces el espesor para garantizar una unión
adecuada. El soldeo as solape de chapas requiere un reducción efectiva del espesor del orden del 70 % en
la zona de la soldadura y esto es solo práctico en las aleaciones 1XXX y 3XXX. Las uniones a solape
presentan buena resistencia a cortadura pero no a esfuerzos de doblado o despellejado.
4.4.2. Soldeo por ultrasonidos
El soldeo por ultrasonidos se consigue mediante la aplicación de una vibración de alta frecuencia y baja
amplitud a las piezas que se van a unir, mientras estas están sometidas a una presión de sujeción. El
proceso se utiliza para unir láminas de aluminio y cables delgados a láminas de aluminio. El límite máximo
para unir a solape láminas de aluminio es de 1.5 mm, aunque soldaduras por puntos se han conseguido en
espesores de 1.5 mm, la chapa inferior del solape pude ser de hasta 25.4 mm de espesor. Los posibles
tipos de uniones por ultrasonidos es: soldeo por puntos, en costura o línea, en anillo o en “spot roll”.
El soldeo por ultrasonidos permite efectuar la unión con no excesivas preparaciones de bordes, con una
deformación mínima y con bajas cargas de presión. La reducción de sección en la zona de soldeo es del 5%
frente al 70% que se obtenía en le soldeo por presión..
Para aleaciones no tratables térmicamente el soldeo por puntos o en costura por ultrasonidos presenta
una resistencia mecánica similar a la obtenida por resistencia, mientras que en el soldeo de aleaciones
tratables térmicamente la resistencia obtenida en el soldeo por ultrasonidos es sensiblemente superior a la
obtenida por resistencia. Ello es debido a que el soldeo por ultrasonidos no genera una zona afectada por el
calor y a que los tamaños de la soldadura son mayores.
4.4.3. Soldeo por explosión
La fuerza generada por la detonación del explosivo fuerza a las piezas a unir una contra otra, resultando
una soldadura de alta resistencia y con el mínimo de difusión y deformación en la intercara. El soldeo por
explosión está limitado a uniones a solape y operaciones de plaqueado.
Una operación bastante frecuente es el plaqueado con aluminio del acero al carbono, acero inoxidable,
cobre o titanio. También se utiliza en al fabricación de juntas bimetálicas.
La preparación de la superficie para el soldeo por explosión no es muy diferente de la necesaria para
otros procesos de soldeo. La posible capa de oxido superficial es resquebrajada y expulsada de la zona de
unión por la plastificación del material.
4.4.4. Soldeo por difusión
La unión de las piezas por este proceso se consigue por la aplicación de altas presiones y temperaturas
durante tiempos largos. No hay ni fusión ni una deformación macroscópica. Se pueden añadir finas láminas
de metal de aporte para activar el proceso de difusión. En el soldeo por difusión del aluminio se deben
tomar ciertas precauciones que eviten la rotura o absorción de los óxidos del aluminio. En el soldeo por
difusión del aluminio se suele intercalar una fina lámina de plata, cobre o aleación cobre - oro. La operación
de soldeo debe realizarse en vacío o en atmósfera inerte.
4.4.5. Soldeo por fricción
En este proceso la energía necesaria para producir la fluencia del material se obtiene del rozamiento
entre las dos piezas, que son presionadas mientras están rotando, o deslizando una sobre la otra. La
rebaba resultante del proceso se tiene que eliminar mediante mecanizado posterior.
La mayoría de aleaciones de aluminio pueden soldarse sin problemas mediante este proceso, incluidas
las de la serie 7XXX que presentan tendencia al agrietamiento cuando son soldadas con arco.
Este proceso de soldeo permite también el soldeo del aluminio a otros materiales como el cobre o acero
inoxidable, lo que permite la obtención como en el caso de del soldeo por explosión de juntas bimetálicas.
4.5. Soldeo oxigas
El aluminio puede soldarse haciendo uso del soldeo oxigas, pero solo en trabajos de reparación y con un
nivel de responsabilidad que no sea alto. Las ventajas de este proceso es su simplicidad, que es portátil y el
bajo coste del equipo en general, pero como desventajas podemos citar:
El óxido de aluminio es refractario fundiendo a unos 2010 ºC muy por encima del punto de fusión de la
aleación de aluminio, esto unido a que el aluminio no cambia de color cuando se funde y la posible
inhabilidad del soldador puede conducir a que este último haga un agujero en la chapa debido a la
imposibilidad por parte de la película de óxido de soportar el metal por encima de el fundido.
Es precisa la utilización de un fundente activo que elimine la capa de óxido y proteja el baño fundido de la
oxidación.
Las velocidades de soldeo son más bajas. Las zonas afectadas por el calor son mucho mayores. La
velocidad de solidificación son menores incrementado el riesgo de sufrir agrietamiento en caliente. La llama
oxiacetilénica no ofrece una acción de limpieza sobre la unión. Las deformaciones son grandes. Se debe
eliminar por completo el fundente utilizado.
Para el soldeo del aluminio con secciones entre 0.76 mm a 25.4 mm son válidos los sopletes
convencionales. Espesores superiores no suelen ser soldables debido al bajo aporte térmico de este tipo de
proceso.
Para el soldeo oxifuel del aluminio se puede utilizara acetileno con una llama ligeramente reductora
(exceso de acetileno), lo que dificultará en parte la visibilidad del baño fundido. Para el soldeo del aluminio
y sus aleaciones se prefiere como combustible el hidrógeno, ya que genera una llama reductora que
protege el baño, deja ver claramente el baño de fusión y se maneja mas fácilmente. En este último caso se
utilizaran tamaños de boquilla mayores para incrementar la potencia del soplete.
Tanto el metal de aporte como los bordes del material base se deben cubrir con una pasta de fundente
con objeto de proteger el baño fundido y las zonas colindantes de la acción del oxígeno. Teniendo en
cuenta que estos fundentes contienen compuestos clorados, suponen un claro riesgo de corrosión por
picaduras del aluminio, por lo que deben ser eliminadas tras el soldeo. La eliminación de tales restos puede
realizarse por medios mecánicos (cepillado o lavado con chorro de vapor) o medios químicos mediante la
inmersión de la pieza en una solución de ácido sulfúrico o nítrico.
Los diseños de unión utilizados en el soldeo oxifuel, son similares a los utilizados en el soleo TIG.
Entre los materiales de aporte utilizados se encuentran las varillas ER 1100, ER4043, ER 4047 Y ER 41
45. También se puede utilizar electrodos revestidos del tipo E 1100, E 3003 y E 4043.
La selección del metal de aporte dependerá del material base a soldar y de los requisitos establecidos
sobre la unión. El tamaño del aporte esta relacionado con el espesor a soldar. Un diámetro excesivo
conduce a una fusión lenta. Y un diámetro demasiado pequeño conduce a dificultades en la alimentación
del baño debido a la rápida fusión del mismo.
El precalentamiento puede ser preciso si la sección de la pieza a unir es grande.
La técnica de soldeo utilizada es similar a la empleada en el soldeo TIG. El dardo de la llama debe
mantenerse a una distancia del baño de fusión que oscila entre 1.6 mm a 6.4 mm.
4.6. Soldeo fuerte
Las aleaciones de aluminio que admiten el soldeo fuerte están recogidas en las tablas 5, 6, 7 y 8. Todas
las aleaciones de la serie 1XXX y 3XXX, así como las de la serie 5XXX con un contenido en magnesio
inferior al 2%. La serie 6XXX es la mas fácil de soldar de entre las aleaciones tratables térmicamente. Las
aleaciones pertenecientes a las series 2XXX y 7XXX no suelen soldarse debido a su bajo rango de
temperaturas de fusión, incluso por debajo del de los aportes utilizados. Las aleaciones de moldeo
soldables por este proceso son 356.0, 357.0, 359.0, 443.0 y 712.0.
Los materiales de aporte comercialmente disponibles se encuentran recogidos en la tabla 35
(prácticamente todos ellos basados en aleación aluminio silicio).
Para el soldeo fuerte que no se desarrolle al vacío se requiere la utilización de un fundente, consistentes
en mezclas de sales cloruros y fluoruros. Estos fundentes deben almacenarse privándolos del contacto con
la humedad dado la alta higroscopicidad de los mismos. Tras el soldeo los restos de fundente debe ser
eliminado de lo contrario causará corrosión. La eliminación de los mismos puede efectuarse en agua agitada
a 82 - 93ºC. En caso de ser preciso una limpieza más profunda se recurre a soluciones ácidas.
En la figura 19 se recogen diseños de unión para el soldeo fuerte del aluminio y sus aleaciones. El tipo de
unión preferente es el solape ya que este permite la progresión del metal de aporte y el fundente a lo largo
de la unión por efecto de capilaridad. La resistencia de la unión depende de la longitud de solape, siendo
normal que esta sea de tres veces el espesor. Previo al soldeo se requiere como poco un desengrasado de
la zona, siendo en ocasiones necesaria una limpieza química que permita eliminar capas de óxido de gran
espesor (mediante una solución cáustica).
TABLA 35. METALES DE APORTE PARA EL SOLDEO FUERTE DE ALUMINIO.
FIGURA 19. DISEÑOS RECOMENDADOS DE UNIÓN PARA SOLDEO FUERTE DE ALEACIONES DE ALUMINIO.
4.7 Soldeo blando
Son soldables por este proceso las aleaciones de forja de aluminio que contengan menos del 1% de Mg
(dado que forma una capa de óxido muy tenaz que impide un adecuado mojado de la superficie) y menos
del 5% de silicio. Las aleaciones para moldeo de aluminio no presentan buenas características superficiales
para el desarrollo de este proceso a parte de una composición no adecuada a dicho proceso.
Los materiales de aporte se clasifican en tres grupos dependiendo de su punto de fusión tal y como se
recoge en la tabla 36. Los fundentes para soldeo blando pueden clasificarse en orgánicos y de reacción.
Los primeros se utilizan a temperaturas de soldeo por debajo de 260º C ya que por encima de esta se
carbonizan. En los fundentes de reacción el componente principal es el cloruro de cinc y se utilizan hasta
temperaturas de 371º C. Mientras que los residuos dejados por los fundentes orgánicos no son, o lo son,
débilmente corrosivos, los residuos de los fundentes inorgánicos son altamente higroscópicos y corrosivos,
por lo que deben ser eliminados rápidamente.
Entre los tipos de unión utilizados en el soldeo blando del aluminio se encuentra la unión a solape, en T.
Los problemas de corrosión asociado a este tipo de soldeo radican en la creación de fuertes pares
galvánicos, que en caso de utilizar aporte con estaño tiene especial importancia ya que tiende a formarse
una película intermetálica de alto contenido en estaño, que resulta ser muy negativa corroyéndose a alta
velocidad al actuar como ánodo en presencia de un electrolito. El resultado final es el desprendimiento de
toda la capa de soldeo.
TABLA 36. CARACTERÍSTICAS GENERALES DE LOS APORTES PARA EL SOLDEO BLANDO DE ALUMINIO.
4.8. Otros procesos de soldeo
4.8.1. Soldeo por chisporroteo
Este proceso de soldeo esta diseñado para el soldeo a tope de piezas del mismo espesor y es válido
también para el soldeo de aluminio a cobre. Eficiencias en la unión del orden del 80% pueden obtenerse sin
ningún problema utilizando este proceso.
El equipo utilizado para el soldeo por chisporroteo de las aleaciones de aluminio es similar al utilizado en
el soldeo de los aceros con las diferencias de mayores aceleraciones del útil, la aplicación de una fuerza de
recalcado y valores mayores de intensidad. Los electrodos están fabricados de acero de herramientas para
evitar la contaminación por aluminio de electrodos de cobre y proporcionar un borde agudo para extinguir el
arco una vez ha finalizado el período de recalcado.
4.8.2. Soldeo de espárragos.
Para el soldeo de espárragos con arco eléctrico del aluminio y sus aleaciones se utiliza un gas inerte que
puede ser argón o helio. Normalmente se utiliza como gas de protección el argón, utilizándose el helio con
ventaja con espárragos de gran longitud, ya que nos permite utilizar máquinas de corriente continua y con la
polaridad ajustada al polo positivo, con el correspondiente incremento en energía del arco.
En la figura 20 se puede observar un equipo para el soldeo de espárragos.
FIGURA 20. EQUIPO BÁSICO PARA SOLDEO DE ESPÁRRAGOS DE ALUMINIO.
El soldeo de espárragos del aluminio y aleaciones, puede efectuarse también utilizando corriente alterna
para lo cual utilizamos un equipo constituido por un banco de condensadores, alimentados por una fuente
de corriente alterna. La descarga de estos condensadores genera la cantidad de energía suficiente como
para producir la fusión del metal de aporte y metal base.
Cuando se suelda por este proceso aleaciones de aluminio madurables, debido a lo corto del ciclo de
soldeo se reduce el riesgo de sobremaduraciones y ablandamiento correspondiente de la aleación en la
ZAT. No obstante la compatibilidad entre el espárrago y el material base debe ser contrastada.
Pequeños espárragos pueden soldarse a chapas delgadas mediante el método de descarga de
condensadores. Se ha conseguido soldar espárragos a chapas de espesor 0.5 mm sin producir la
perforación de la chapa. Dada la escasa penetración del método de descarga de condensadores este puede
entonces utilizarse con chapas de pequeño espesor, sin que produzca daños en la cara opuesta a la de
soldeo. Este proceso permite a su vez soldar aleaciones de aluminio disimilares y aluminio a fundiciones de
aluminio - zinc (fundición a presión).
El soldeo por espárragos del aluminio y sus aleaciones se diferencia del correspondiente para aceros, en
que no se utiliza un fundente en la zona de soldeo.
En el final del espárrago se practica una protuberancia cónica o cilíndrica, cuya función es la de iniciar el
arco eléctrico de gran longitud que se utiliza en este tipo de soldeo. El la figura 21 se muestra un caso típico
de preparación de los espárragos.
En le soldeo de espárragos con arco eléctrico, los diámetros de espárragos que pueden ser soldados de
forma efectiva pertenecen al rango 5 mm - 13 mm (siendo raro que los diámetros vayan más allá de 13mm).
FIGURA 21. ESPÁRRAGO DE ALEACIÓN BASE ALUMINIO PARA SOLDEO DE ESPÁRRAGOS.
Cuando se utiliza como método la descarga de condensadores el rango de diámetros soldables es 2 mm
- 8 mm, llegándose incluso a los 9.5 mm.
Los espárragos están fabricados a partir de aleaciones del tipo 5183, 5356, y 5556 que poseen una
tensión de rotura de 276 MPa, y además presentan una buena ductilidad y buena compatibilidad
metalúrgica con la mayoría de las aleaciones de aluminio utilizadas en la industria.
Materiales base pertenecientes a los tipos 1100, 3000, y 5000 y las 2219 y 7000 (serie con bajo
contenido en cobre) presentan excelentes características para su soldeo por espárragos. La
correspondientes a las series 4000 y 6000 se consideran aceptables en cuanto a su soldabilidad por este
proceso. Las series 2000 y 7000, salvo las mencionadas arriba, se considera que tiene una soldabilidad
pobre. En la tabla 37 se resume la soldabilidad de los materiales base y materiales de espárragos. En la
tabla 38 se identifica los pares metal base - metal de espárrago más comúnmente utilizados.
TABLA 37. SOLDABILIDAD EN SOLDEO DE ESPÁRRAGOS DE ALEACIONES DE ALUMINIO.
Como consecuencia de la combinación entre la fusión del material y la presión aplicada, se forma una
rebaba característica en la zona de unión. La cantidad de metal de soldadura es mínima.
La reducción en longitud que experimenta el espárrago cuando se suelda utilizando el arco eléctrico es
de unos 3 mm. La cantidad de metal de soldadura formado en el soldeo de espárragos por descarga de
condensadores es prácticamente despreciable. La reducción en longitud que experimenta el espárrago en
este último proceso es de 0.20 mm - 0.38 mm. Dado lo reducido del tiempo del ciclo de soldeo el tamaño de
la zona afectada térmicamente es muy pequeño.
En la tabla 39 se encuentran recogidos los valores mas comúnmente utilizados en el soldeo de
espárragos por arco eléctrico (tiempo, amperaje y flujo de gas).
TABLA 38. COMBINACIONES ESPÁRRAGO-METAL BASE COMÚNMENTE UTILIZADAS.
TABLA 39. CONDICIONES TÍPICAS PARA EL SOLDEO DE ESPÁRRAGOS DE ALEACIONES DE ALUMINIO.
Siempre que sea posible el soldeo de espárragos por descarga de condensadores debe realizarse con
espárragos con pestaña (con base) con lo que se consigue una mayor área transversal (mayor superficie de
unión) y por otra parte facilita la fabricación del propio espárrago reduciendo los costes asociados a la
producción del mismo.
4.8.3. Soldeo por alta frecuencia.
Este proceso se utiliza para el soldeo a grandes velocidades de tubería. En este proceso rodillos de
presión fuerzan a los bordes de una pletina uno contra otro después son calentados a temperatura de
soldeo con una corriente de alta frecuencia. Tubos de 0.76 mm a 3.2 mm de pared pueden soldarse a alta
velocidad de operación.
4.8.3.1. Equipo
El voltaje de una máquina de soldeo de alta frecuencia ronda los 400 a 20 000 V y puede utilizar tanto
alta como baja frecuencia. Especial atención se debe prestar a las mediadas de seguridad en la
manipulación de estos equipos, que deben poseer interruptores de seguridad en el acceso a las cubiertas
del dispositivo de alta tensión, así como los correspondientes dispositivos de toma de tierra. La corriente de
alta frecuencia es más difícil de canalizar a tierra que la de baja corriente, por lo que los conductos
utilizados han de ser cortos y derechos para minimizar el efecto inductivo.
4.8.4. Soldeo con adhesivos (Uniones híbridas).
La posibilidad de distribuir las cargas sobre grandes áreas, ofrecer resistencias similares a la del material
base, no producir una ZAT, permitir la unión a otros materiales (no metálicos), aislar pares galvánicos en la
uniones de metales disimilares, hacen de los adhesivos una alternativa a tener en cuenta entre las
tecnologías de unión.
Estos materiales en la unión del aluminio son de naturaleza polimérica, siendo entre estos las resinas
epoxy de curado a temperatura ambiente o a alta temperatura, las mas utilizadas. Las que se curan a alta
temperatura pueden utilizarse posteriormente a temperaturas relativamente altas. Otro tipo de adhesivos
utilizados para la unión del aluminio son los del tipos acrílico anaerobio, que no precisa la limpieza
superficial requerida por las resinas epoxy y proporcionan valores de resistencia similares.
5. PROCESOS DE CORTE PARA EL ALUMINIO
Los procesos de corte utilizados con el aluminio son el corte plasma y el arco aire.
Con el plasma el aluminio es fundido por la acción de un arco eléctrico constreñido, y expulsado de la
zona de corte por un chorro de gas a presión. El corte puede efectuarse en cualquier posición. Se suele
utilizar nitrógeno y mezclas de argón hidrógeno como gas plasmágeno y bióxido de carbono o nitrógeno
como gas de protección. Puede utilizarse con técnica manual o automática.
La calidad del corte depende fundamentalmente del equipo utilizado y de las condiciones de corte que se
hayan fijado. En la tabla 40 quedan reflejadas condiciones de corte normalmente utilizadas. Espesores de
3.2 mm a 153 mm son factibles de cortar por plasma mecanizado. Espesores por encima de 50 mm con
plasma manual no son factibles.
TABLA 40. CONDICIONES TÍPICAS PARA EL CORTE POR PLASMA DE ALEACIONES DE ALUMINIO.
Con el plasma se puede biselar y preparar los bordes (incluso en J y U) con el uso de pistolas especiales.
Los efectos metalúrgicos que produce el calor generado por le plasma en el material base adyacente a la
línea de corte, son similares a los producidos durante el soldeo. En las aleaciones tratables térmicamente es
frecuente la aparición de grietas en los bordes de corte. La ZAT generada anexa a los bordes de corte en
aleaciones tratables térmicamente de alta resistencia como las 2014, 2024 y 7075, puede exhibir una
reducción en la resistencia a la corrosión. Los bordes de corte en las aleaciones tratables deben ser
eliminados hasta una profundidad de 3.5 mm a ambos lados antes de iniciar el soldeo. Cuando el corte se
realiza bajo agua se debe utilizar una corriente de aire que elimine la concentración de gas hidrógeno que
tiende a formarse.
El arco aire es un proceso mas efectivo para el resanado y biselado que para le corte mismo. Se pueden
lograr resanados de hasta una pulgada de profundidad en una sola pasada aunque normalmente se limita a
7 mm para garantizar un buen control del proceso.
El ancho del surco formado depende del diámetro del electrodo de grafito que estemos utilizando,
mientras que la profundidad dependerá de el ángulo de inclinación de la pistola y de la velocidad de soldeo.
La polaridad utilizada es la directa y la longitud del arco debe ser lo suficientemente grande como para
garantizar que la corriente de aire puede pasar por debajo de extremo del electrodo. Son muy probables las
contaminaciones de carbono de los bordes preparados, lo que puede conducir a agrietamiento intergranular
en las aleaciones tratables térmicamente.
6. APLICACIONES
6.1. Soldeo de fundiciones de aluminio
Las fundiciones de aluminio suelen soldarse en operaciones de reparación de defectos de fundición, o de
defectos aparecidos durante el servicio. En las tablas 7 y 8 pueden encontrarse datos de la soldabilidad de
diversas aleaciones.
TABLA 41. COMPOSICIÓN DE METALES DE APORTE ESTÁNDAR PARA EL SOLDEO Y REPARACIÓN DE ALEACIONES DE ALUMINIO, %
EN PESO. (A).
Metales de aporte normalizados para el soldeo del aluminio y sus aleaciones están recogidos en la tabla
41. Las fundiciones coladas en arena o en moldes permanentes pueden soldarse como las aleaciones de
forja, estando la soldabilidad de dichas aleaciones condicionada por la composición química y el rango de
temperaturas de fusión. Las fundiciones coladas en coquilla, dado las características del proceso,
presentan una mayor porosidad interior debido al atrapamiento de fluido lubricante. Es por esta razón por lo
que si la soldadura atraviesa la piel de la fundición (capa superficial) presentará un alto nivel de porosidad.
Solo aquellas fundiciones coladas en coquilla al vacío presentan una estructura interna lo suficientemente
sana como para admitir el soldeo de forma satisfactoria.
Cuando se reparan fundiciones en la misma fábrica de las mismas, el metal de aporte que se suele
seleccionar es aquel de una composición química similar a la de la fundición, de esta forma se garantiza una
estructura homogénea. Las fundiciones recién fabricadas están relativamente limpias por lo que antes de
reparar solo requiere eliminar arena u otros contaminantes superficiales. Si se detectase defectos internos
no aceptables a través de radiografía, estos deberían ser eliminados hasta la profundidad necesaria
mediante un resanado (esmeril, burilado…). El TIG es el proceso mayoritariamente utilizado en la
reparación de fundiciones recién fabricadas, utilizando la corriente alterna para reparaciones de espesores
por debajo de 4.8 mm. La corriente continua y polaridad directa es la que se suele utilizar para espesores
mayores, dado que son necesarias menores temperaturas de precalentamientos.
Para reparar fundiciones que han estado ya en servicio es preciso llevar a término una limpieza profunda
para eliminar cualquier resto de grasas, aceites, otros lubricantes y suciedad en general, antes de comenzar
la operación de soldeo.
Las aleaciones tratables térmicamente sufren, al igual que las correspondientes de forja, una disminución
de propiedades mecánicas en la ZAT de la soldadura. Mediante la selección adecuada del metal de aporte,
estas fundiciones pueden ser tratadas térmicamente tras el soldeo, recuperando de esta forma las
propiedades perdidas.
Cuando se suelde una fundición a una aleación de forja, la resistencia de la unión estará controlada por la
zona afectada térmicamente más débil de entre las dos formadas.
Para alcanzar los mayores valores de resistencia y ductilidad en el soldeo de fundiciones con alto
contenido en silicio, esta debe soldarse con un metal de aporte del tipo 4043. Fundiciones o aleaciones de
forja con alto contenido en magnesio, deben utilizar un aporte del tipo Al - Mg como la aleación 5356. Si
durante el soldeo se mezclan grandes cantidades de silicio y magnesio, se incrementará la posibilidad de
que se forme siluro de magnesio, compuesto frágil que eleva la tendencia al agrietamiento y a la corrosión.
Cuando se suelden fundiciones con alto contenido en silicio como la 356.0 se debe evitar que la otra
parte sea de aleación de forja de alto contenido en magnesio como la 5083. Los mejores resultados se han
obtenido en el soldeo de aleaciones de forja de la serie 5XXX con aleaciones de fundición de la serie 5XX.0.
Las aleaciones de fundición de series 3XX.0 y 4XX.0 pueden soldarse a aleaciones de forja de series 1XXX,
2XXX, 3XXX, 4XXX y 6XXX, con aportes de la serie 4XXX.
Cuando se sueldan secciones con diferencias relevantes en espesor se generan tensiones de origen
térmico que desemboca en agrietamientos o deformaciones. En estos casos es necesario precalentar la
fundición previamente al soldeo. La temperatura de precalentamiento depende de la forma de la fundición,
de los contenidos en aleantes y de las características del tratamiento térmico que pudiese llevar la aleación.
No obstante tales precalentamientos oscilarán entre 205º C y 482º C. Por encima de los 316º C todas las
aleaciones sufren un recocido que implica tener que realizar posteriormente un tratamiento térmico para
recuperar las propiedades perdidas.
7. REFERENCIAS
1. ASM HandBook, Tenth Edition, Metals Handbook Volume 2. Properties and Selection: Non Ferrous
Alloys and Special-Purpose Material. ASM intemational E.E.U.U. (1990)
2. F. King: Aluminium and its alloys. Ellis Horwood Series in Metals and associated Materials. (1987)
3. Hufnagel W.: Manual del Aluminio. Ed. Reverté, Barcelona (1992)
4. Sniithells C.J.: Metals Reference Book Butterworths, London (1976)
5. Van Horn K.R.: Aluminium Bd. 1 Properties, Physicall Metallurgy and Phase Diagrams, American
Society for Metals, Metals Park, Ohio (1967)
6. Welding Handbook. Eight edition, Volume 3. American Welding Society. 1996.
7. F.J. Gil Mur, ed. Aleaciones Ligeras. Edicions UPC. Barcelona 2001.

TEMA 2.23 ALUMINIO Y ALEACIONES DE ALUMINIO

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