134|2011 - ESAB Argentina

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Productos
|
#134 2011 SOLDAR CONARCO
SOLUCIONES GLOBALES PARA CLIENTES LOCALES, EN TODO LUGAR
Aplicación
Aplicación de
de
ensayos de
fisuración en
en frío
Comparación
Comparación Técnica
Técnica
en
en la
la Soldadura
Soldadura de
de
componentes
componentes para
para la
la
Industria
Industria Automotriz
Soldadura
Soldadura en
en
Sistemas de Escapes
de
de Automóviles
Automóviles
Nº 134 2011
|
3
#134 2011 SOLDAR CONARCO
Editorial
Estimados Clientes, Colegas y Seguidores del nuestro Boletín Soldar,
En este, nuestro boletín técnico n° 134 y acompañando las tendencias del
creciente mercado industrial Argentino, seguimos como desde nuestro
comienzos, desarrollando casos técnicos los cuales surgen del trabajo
conjunto con nuestros clientes, a partir de la búsqueda de atender las
necesidades de nuestros socios, “ Nuestros clientes”. También siempre
contamos con casos que surgen de la investigación universitaria, lo cual
nos enorgullece.
Atendiendo a nuestra visión “ Ser líderes globales, autoridad en soldadura
y corte y el socio preferido de nuestros clientes”, es que permanentemente
enfocamos nuestros trabajos en buscar soluciones para nuestros clientes,
que generen mayor productividad en sus procesos, mayor calidad en sus
trabajos y que aumente la confiabilidad de los productos que fabrican.
Específicamente en este boletín nos hemos enfocado principalmente en el
vigoroso segmento automotriz, y también en el segmento de transporte
para el cual también entendemos surgirán grandes oportunidades a futuro.
Esperamos este material les sea de utilidad, para aprender, para compartir,
para debatir sobre las soluciones, y por sobre toda las cosas para acercarnos un poco más en la búsqueda de construir relaciones más cercanas a
las sociedad.
Atte.
Publicación institucional de
CONARCO Alambres y Soldadura S.A.
Director
Fernando A. Vidal
Coordinador General
Eduardo Asta
Coordinadora de Marketing
Valeria Mompo
Colaboradores
Leandro Bombaci
Hernán Ghibaudo
M. Zalazar
Eduardo Radici
Hernán Maria Ghibaudo
Dario Gaston Jorge
Ing. Fernando Vidal
Producción
Diagramación
Capita Jessica
Impresión
Talleres Gráficos Universal S.R.L.
Fotografía
Archivo ESAB
4
Nº 134 2011
índice
página 5
EDITORIAL
página 3
APLICACIÓN DE ENSAYOS
DE FISURACIÓN EN FRÍO
para determinar la temperatura de
precalentamiento en aceros de alta
resistencia
página 5
COMPARACION TÉCNICA
EN LA SOLDADURA DE
COMPONENTES
para la industria Automotriz mediante
los procesos GMAW Y MCAW
página 12
SOLDADURA EN SISTEMAS DE
ESCAPES DE AUTOMÓVILES
con proceso mig – mag aristo super
página 17
pulse™
página 12
página 17
ESTUDIO DE LA REPARACION
Y RECONSTRUCCION
de rieles ferroviarios mediante proceso
de soldadura FCAW-G
página 30
Nº 134 2011
5
APLICACIÓN DE ENSAYOS DE
FISURACIÓN EN FRÍO
para determinar la temperatura de
precalentamiento en aceros de alta resistencia
M. Zalazar (1) y E. P. Asta (2)
(1) Dpto. Mecánica Aplicada, Facultad de Ingeniería, Univ. Nacional del Comahue, Buenos Aires 1400, 8300 Neuquén, ARGENTINA.
(2) Univ. Tecnológica Nacional- FRH - Dpto. Técnico ESAB-CONARCO/ Calle 18 N° 4079, (CP 1672), Villa Lynch, Buenos Aires, ARGENTINA.
E-mail (autor de contacto): [email protected]
Resumen
L
a determinación de la temperatura de precalentamiento
previo a la soldadura puede
realizarse a través de métodos
analíticos que aplican fórmulas,
gráficos y tablas en función
de la composición química del
metal base (evaluada a través de
distintas ecuaciones), el aporte
térmico, los espesores involucrados, el grado de restricción
de la junta y el nivel de hidrógeno
difusible en el metal de aporte y/o
proceso de soldadura. La mayoría
de estos métodos han sido desarrollados para el problema de fisuración en la zona afectada por
calor de la soldadura (ZAC).
Se ha encontrado, principalmente
en la soldadura de aceros de alta
resistencia y baja aleación, que
los métodos predictivos no siempre garantizan una soldadura
libre de fisuras para el metal de
soldadura.
En consecuencia en estos casos
deberá recurrirse a un análisis
experimental mediante ensayos
de fisuración en frío siendo los
mas utilizados los ensayos Tekken,
WIC (Welding Institute of Canadá),
CTS (Controlled Termal Severity),
G-BOP (Gapped Bead on Plate) y
BBT (Bead Bend Test), los cuales
permiten establecer la temperatura
de precalentamiento para una condición sin fisura.
En algunos casos estos ensayos
están normalizados y tienen un
diseño de junta con un nivel de restricción establecido, mientras que
en otros casos han sido aceptados por el Instituto Internacional de
Soldadura (IIW). Algunos de ellos
consideran una sola pasada de soldadura y generan abundante discusión en cuanto al tipo de fisuras
producidas, principalmente cuando
la misma se encuentra en el metal
de soldadura.
En este trabajo se presentan los
resultados obtenidos en ensayos de fisuración en frío realizados en aceros de alta resistencia,
soldados con distintos proceso
de soldadura por arco eléctrico.
Se utilizan dos tipos de ensayos,
Tekken (normalizado por JIS) y el
ensayo BBP (indicado en un documento del IIW).
El trabajo permitió establecer las
temperaturas de precalentamiento
que eviten la aparición de fisuras
y
correlacionar los resultados
obtenidos con los distintos métodos disponibles para determinar la
misma.
6
Nº 134 2011
Introducción
La temperatura de precalentamiento
es la mínima temperatura que debe
ser alcanzada en todo el espesor y
en una zona suficientemente ancha
a ambos lados de la junta del material base antes de que comience el
proceso de soldadura y que normalmente debe mantenerse entre las
diversas pasadas, en caso de soldadura de pasadas múltiples. Se aplica
localmente por resistencia eléctrica
o llama de gas y tiene como principal función disminuir la velocidad de
enfriamiento del conjunto soldado.
En la práctica generalmente, las
temperaturas de precalentamiento
pueden variar desde temperatura
ambiente hasta los 450 ºC; en casos
específicos puede ser aún mayor.
Hay que evitar todo precalentamiento
innecesario, ya que consume tiempo
y energía. Las temperaturas de precalentamiento excesivas no justifican
el costo y podrían degradar las propiedades y la calidad de la unión. La
incomodidad del soldador aumenta
si el precalentamiento es muy alto,
y la calidad del trabajo tiende a ser
menor.
debe ser balanceada con el calor
aportado durante la operación de soldadura, de acuerdo al tipo de acero y
en función de las propiedades requeridas para la junta. Esta modifica la
velocidad de enfriamiento con lo que
permite obtener microestructuras en
la ZAC y en el metal de soldadura de
menor dureza; incrementa la velocidad de difusión del hidrogeno y tiene
además un efecto secundario que es
el de reducir las tensiones residuales
disminuyendo los gradientes térmicos asociados a la soldadura.
Existen métodos analíticos y experimentales para determinar la temperatura de precalentamiento.
Dentro de los métodos analíticos se
encuentran los desarrollados por
distintos investigadores [1] y la temperatura que indican códigos y normas de construcciones soldadas.
En general, la temperatura de precalentamiento que es requerida
en soldadura de multipasadas es
menor que para soldadura de simple
pasada. En soldadura de multipasadas el calor de la segunda pasada
disminuye la dureza de la ZAC que
generó la primera pasada y acelera
la migración de hidrógeno. Esto
reduce notablemente la posibilidad
de fisuración en frío en aceros soldados. La pasada en caliente realizada
inmediatamente luego de la pasada
de raíz es muy efectiva para prevenir
la fisuración en frío, dado que puede
reducir la concentración de hidrógeno en aproximadamente un 30 a
40% comparando con los casos de
pasada de raíz solamente. Aquella
hace que la temperatura de precalentamiento necesaria se pueda disminuir en 30 a 50 ºC aproximadamente.
Dentro de los experimentales se
encuentras ensayos de fisuración
en frío [2]. En este trabajo presentamos resultados obtenidos mediante
la determinación de la temperatura
de precalentamiento utilizando cuatro métodos analíticos recomendados por documentos del IIW [3],
dos métodos experimentales y los
resultados dados por códigos de
construcción.
Procedimiento experimental
Se realizan dos ensayos de fisuración
en frío: El ensayo de Tekken también
denominado “Y groove” y el ensayo
“bead bend test” (BBT).
El ensayo de Tekken, [4] consiste en
preparar una junta de soldadura y
realizar sobre la misma una pasada
simple de soldadura a la temperatura
de precalentamiento seleccionada
y verificar la presencia de fisuras,
la restricción se logra soldando los
extremos de la probeta preparada, la
figura 1 muestra la misma.
El ensayo BBT se realiza de acuerdo al
procedimiento propuesto por el documento del Instituto Internacional de
Nº 134 2011
En el método del control de hidrogeno del AWS D1.1 el efecto de la
composición química se determina
mediante un parámetro denominado PCM, ecuación 2, con el cual
El método B de la EN 1011-2 predice la temperatura de precalentamiento mediante una fórmula en
función del CET, el espesor, el nivel
de hidrógeno en el metal de soldadura y el aporte térmico, ecuaciones
4 y 5.
El método CEN fue resultado de
datos experimentales y ensayos de
fisuración en frío y permite hacer
correcciones del valor de CEN,
ecuación 6, en función del nivel
de hidrogeno difusible y del aporte
térmico.
Se utilizarán las tablas dadas por
los códigos: ASME B31.3 [9] para la
construcción de cañerías de planta
y ASME VIII [10] para recipientes a
presión.
200
Soldadura ensayo
B
A
B’
A’
60
80
Material analizado
La tabla 1 muestra la composición
química, propiedades mecánicas,
espesores y valores de CEQ de los
materiales a ensayar.
Se elijen distintas familias de acero, un
acero para construcciones metálicas
60
A - A´
60°
1
2
El método A de la EN 1011-2 tiene
su origen en la norma BS 5135 y
predice la necesidad de precalentamiento seleccionando un gráfico
que relaciona el carbono equivalente
(CEQ) del acero determinado por la
ecuación dada por el IIW (CEIIW –
ecuación 1), el nivel de hidrogeno
difusible y los espesores involucrados en la unión.
se determina un índice de sensibilidad (SI, ecuación 3), que permite
mediante el uso de tablas determinar la temperatura de precalentamiento. Este método no considera
la influencia del aporte térmico.
1
2
Soldadura [5] se realiza una soldadura de penetración completa con
el diseño de junta y temperatura
de precalentamiento a elección, la
restricción se logra sujetando externamente la probeta preparada. En
este ensayo se obtienen probetas
transversales y una longitudinal del
metal de soldadura que se somete
a un ensayo de plegado. Es por ello
que el mismo se emplea cuando se
necesita evaluar la resistencia a la
fisuración del metal de soldadura, la
figura 2 muestra el mismo.
Los métodos analíticos utilizados
fueron: Los método A y B de la
EN101-2 [6], el método de control de
hidrogeno del código AWS D1.1 [7]
y el método denominado CEN [8].
7
g
B - B´
Siendo: HD: Nivel de hidrogeno difusible en el metal de soldadura (ml/100gr).
d: Espesor (mm). Q: Aporte térmico (KJ/mm)
Figura 1| Esquema de la probeta utilizada y vista de
la misma (escala mm) ensayo de Tekken.
8
Nº 134 2011
Tabla 1. Composición química y propiedades de los metales base.
Acero 1:
AISI 4140
Acero 2: API
5LX60
Acero 3: API
5LX65
Acero 4-5:ASTM
A514 GrB
Acero 6: API
5LX70-H
Acero 7: API 5L
X70-N
%C
0,41
0,11
0,13
0,17
0,05
0,12
% Mn
0,88
1,33
1,21
0,86
1,00
1,27
% Si
0,26
0,14
0,16
0,28
0,21
0,18
%P
0,024
0,025
0,011
0,022
0,013
0,008
%S
0,012
0,003
0,003
0,004
0,002
0,003
% Al
0,01
0,02
0,0038
0,035
0,036
0,045
0,05
0,029
0,0003
0,042
0,037
0,068
0,041
0,003
0,075
0,0028
0,022
0,019
0,024
0,53
0,021
0,021
0,18
0,018
% Nb
%V
% Cr
0,001
0,01
% Ti
1,1
0,05
% Cu
0,06
0,01
% Mo
0,18
0,01
0,21
0,006
0,01
% Ni
0,03
0,04
0,02
0,16
0,019
CEQIIW
0,82
0,35
0,35
0,47
0,25
0,36
Pcm
0,53
0,19
0,20
0,27
0,12
0,20
CEN
0,82
0,29
0,31
0,46
0,15
0,31
CEt
0,57
0,25
0,25
0,30
0,16
0,25
RT (MPa)
1052
517
530
837
582
664
LF (MPa)
734
413
448
773
537
564
A (%)
Espesor (mm)
0,016
11
25
18
20
40
37
12,7
6,4
4,8
25 y 19
6,35
8,7
endurecible por tratamiento térmico
y de baja aleación, acero AISI 4140,
cuatro aceros microaleados que
responden a la Norma API 5L y un
acero de uso estructural de resistencia mecánica templado y revenido, acero ASTM A 514 GrB.
b
a
c
Figura 2| Ensayo BBP a) Dispositivo de fijación, b) Sector de extracción de la probeta y c) probeta ensayada.
Resultados y discusión
Los resultados obtenidos se muestran en forma gráfica. Los valores de
hidrógeno difusible en el metal de
soldadura utilizados en los cálculos
fueron de: 30 y 7 ml/100gr para el
proceso SMAW con electrodo celulósico y básico respectivamente, 2
ml/100gr para el proceso GMAW y
7 ml/100gr para el proceso FCAW.
El aporte térmico utilizado, se selecciona en base a los parámetros
experimentales y fue de 1.5 KJ/mm.
La figura 3 muestra los resultados de
la temperatura de precalentamiento
en función del nivel de hidrogeno
difusible en el metal de soldadura
comparando los resultados de los
métodos analíticos y el ensayo de
Tekken.
Para el acero AISI 4140, como vemos
en la figura 3a, el método EN 1011-2
B (método CET) presenta los valores más conservativos comparados
con el ensayo de Tekken, los otros
métodos dieron valores mínimos y la
composición química resultó fuera
de la escala de los mismos.
Nº 134 2011
El ensayo BBP se realizó en las soldaduras donde se observaron fisuras en el metal de soldadura tal es
el caso de los aceros 4, 6 y 7. Para
los mismos el valor de CEQ se calculó con la composición química del
metal de soldadura medida sobre la
probeta soldada.
El ensayo BBT permite calcular,
para los electrodos celulósicos, la
temperatura entre pasadas (IPT) de
acuerdo a la ecuación 7.
300
CEIIW
200
PCM
CET
100
CEN
0
0
5
10
15
20
25
30
35
40 TEKKEN
Hidrógeno difusibel en el metal de soldadura
(ml/100g)
a
Temperatura de
Precalentamiento (°C)
Temperatura de
400
80
CET
60
CEN
40
TEKKEN
20
ASME VIII
10
15
20
25
30
35
ASME B31.3
40
Hidrógeno difusibel en el metal
de soldadura (ml/100g)
c
Temperatura de
PCM
5
CET
60
CEN
40
TEKKEN
20
ASME VIII
0
0
e
PCM
CET
CEN
0
0
5
10
15
20
25
30
35
20
25
30
ASME B31.3
40
35
CEIIW
PCM
200
150
CET
100
50
CEN
0
0
5
10
15
20
25
30
35
TEKKEN
40
ASME VII (ml/100g)
ASEM B31.3
Acero 6: API 5L X70-H - t=6,35mm
CEIIW
50
15
250
Acero 5: ASTM A514 GrB - t=19mm
100
10
d
200
150
5
Acero 4: ASTM A514 GrB - t=25mm
CEIIW
0
PCM
80
Acero 3: API 5L X65- t=4,8mm
100
0
CEIIW
100
b
40
TEKKEN
ASME VIII(ml/100g)
ASME B31.3
Temperatura de
El acero estructural ASTM A514 Gr
B muestra, para los dos espesores ensayados, que al método CEN
le corresponden los valores más
conservativos.
Acero 2: API 5L X60- t=6,4mm
Acero 1: AISI 4140 - t=12,5mm
CEIIW
100
PCM
80
CET
60
CEN
40
TEKKEN
20
ASME VIII
0
0
5
10
15
20
25
30
35
ASME B31.3
40
f
Acero 7: API 5L X70-N - t=8,7mm
La tabla 3 muestra los resultados
obtenidos. Para cada metal base se
presentan los resultados en función
del metal de aporte utilizado y se
indica la temperatura determinada
mediante el ensayo BBT.
Vemos que el método EN 1011-2 B
(método CET) presenta valores de
temperatura de precalentamiento
Temperatura de
En estos aceros el código ASME VIII
determina la temperatura de precalentamiento en función de CEQ y del
espesor. Cuando el CEQ (CEIIW) es
superior a 0,30% y el espesor mayor
que 25 mm la temperatura de precalentamiento es de 79 °C para los
otros casos es de 10 °C.
Siendo: wt: espesor del metal de
soldadura (mm) y
RMS: Tensión de fluencia del metal
de soldadura (MPa).
Para el cálculo de la temperatura
de precalentamiento se utilizó el
método de AWS D1.1 (método PCM),
el método EN 1011-2 B (método
CET) y el método CEN.
Temperatura de
El ensayo Tekken muestra, en estos
aceros, que la temperatura de precalentamiento se incrementa conforme
aumenta el nivel de hidrógeno difusible. El método propuesto por AWS
D1.1 (método PCM) recién indica
la necesidad de precalentamiento
para espesores mayores que 10 mm
e índices de sensitividad mayores
que 4,1. Para todos los otros casos
la temperatura de precalentamiento
recomendada es menor que 20 °C.
La tabla 2 muestra la composición
química de los metales de soldadura y la IPT calculada.
Temperatura de
Para los aceros microaleados API
5LX, figura 3b, 3c, 3f y 3g, vemos que
el Código ASME B31.3 recomienda
una temperatura de precalentamiento de 79°C que permitiría una
soldadura libre de fisuras, independientemente del nivel de hidrogeno
difusible. El código ASME B31.3
establece tal temperatura cuando la
resistencia a la tracción del acero es
mayor que 490 MPa, independientemente del espesor a soldar.
9
g
CEIIW
100
PCM
80
CET
60
CEN
40
TEKKEN
20
ASME VIII
0
0
5
10
15
20
25
30
35
ASME B31.3
40
Figura 3| Determinación de la temperatura de precalentamiento en función del nivel de hidrogeno difusible en el
metal de soldadura.
10
Nº 134 2011
que muestran buena correlación con
los datos experimentales, principalmente en el acero estructural ASTM
A514 GrB.
En los aceros microaleados API
5LX70 se aprecia que los resultados
analíticos obtenidos son inferiores a
los que se obtuvieron por el ensayo
BBT.
Conclusiones
Para la elección de la temperatura de
precalentamiento en aceros de alta
resistencia se deberán considerar
distintos métodos analíticos y de ser
posible aplicar métodos experimentales que involucren ensayos de fisuración en frío.
Los metales de aporte de elevada
resistencia tienen una composición
química y microestructura que los
hace más susceptibles a fisuras en
relación con el metal base (incluso en
bajos espesores de soldadura).
Los métodos experimentales como
el ensayo Tekken, en aceros de alta
resistencia, permiten establecer una
temperatura mínima de precalentamiento adecuada tanto para evitar la
fisuración en ZAC como en el metal
de soldadura.
Para los aceros microaleados se evidencia que el ensayo BBT permite
determinar una temperatura de precalentamiento más realista que los
métodos analíticos predictivos en
relación a minimizar el riesgo de fisuración en frío, particularmente en el
metal de soldadura.
Las ecuaciones predictivas para
calcular la temperatura de precalentamiento en el metal de soldadura
requieren del uso de la tensión de
fluencia del mismo.
Tabla 2. Composición química del metal de soldadura y temperatura entre pasadas.
MS- Acero
4-AWS A5.5
E11018
MS- Acero
4- AWS 5.29
E110T5-K4
MS- Acero
6-AWS A5.5
E8010-G
MS- Acero
7- AWS 5.5
E8010-G
MS- Acero
6-AWS A5.29
E91T-8
MS- Acero
7- AWS 5.29
E91T-8
0,064
0,12
0,13
0,13
0,13
0,04
% Mn
1,72
1,74
0,74
0,74
0,76
1,98
% Si
0,46
0,56
0,14
0,14
0,14
0,29
%P
0,001
0,018
0,006
0,006
0,009
0,009
%S
0,009
0,006
0,009
0,009
0,006
0,006
% Al
0,004
0,01
0,01
0,01
0,31
% Nb
0,003
%V
0,014
0,01
0,01
0,01
0,01
% Ti
0,009
0,01
0,01
0,01
0,01
% Cr
0,3
0,09
0,09
0,1
0,05
% Cu
0,04
0,05
0,05
0,03
0,08
% Mo
0,27
0,006
0,006
0,06
0,01
% Ni
1,63
0,62
0,62
0,63
0,65
CEQIIW
0,58
0,58
0,32
0,32
0,33
0,43
Pcm
0,23
0,28
0,19
0,19
0,19
0,17
CEN
0,34
0,49
0,27
0,27
0,29
0,24
CEt
0,32
0,36
0,23
0,23
0,23
0,26
25
25
6,35
6,35
8,7
6,35
750
780
630
630
630
550
75
76
42
42
48
35
%C
Espesor (mm)
RMS (Mpa)
IPT (°C)
0,01
0,42
0,44
Nº 134 2011
Tabla 3. Resultados obtenidos en la determinación de la temperatura de precalentamiento para el metal de soldadura.
MS- Acero 4- ASTM A 514 GRB
AWS A 5.5 E11018
TP (°C)
Pcm
CEN
CET
0,23
0,34
0,32
BBP
75
25
92
AWS 5.29 E110T5-K4
0,28
0,49
0,36
90
TP (°C)
110
125
125
150
BBP
MS- Acero 6- API 5LX70-H
AWS A5.5. E8010-G
TP (°C)
AWS A5.29 E91T8
TP (°C)
Pcm
CEN
CET
0,19
0,27
0,23
20
20
42
0,17
0,24
0,26
20
20
20
25
BBP
75
MS- Acero 7- API 5LX70-N
AWS A5.5. E8010-G
TP (°C)
AWS A5.29 E91T8
TP (°C)
Referencias
1.H. Quesada, M. Zalazar – Métodos para calcular el precalentamiento en uniones soldadas
– (2002)- (Cuaderno de Facultad
de Ingeniería )
2.J. Quesada. “Evaluación de la
susceptibilidad a la fisuración en
frío en soldaduras de aceros de
alta resistencia.”.
Universidad
Nacional del Comahue, ( 2002) –
(Tesis de Maestria)
3.N. Yurioka. “Comparision of preheat predictive methods” IIW Doc.
2135-04 (paper)
4.Method of Y-groove weld cracking test, JIS Z 3158 (1993).
(Norma)
5.M. Fiedler, H. Königshofer, J. Fischer, G. Posch, W. Berger. Investigation of HAC- susceptibility of
multi- layer welds with the “BEAD
BEND TEST” Procedure and
examples.. Doc. IIW Nº II-1566–
2005 (paper).
6.DIN EN 1011-2:2001-05 Im DINAnzeiger für technische Regeln
3/2004 wurden folgende Berichti-
Pcm
CEN
CET
0,19
0,29
0,23
20
20
52
0,20
0,29
0,30
20
20
20
gungen veröffentl (Norma)
7.AWS D1.1. Structural Welding
Code – (2006). (Norma).
8.ht tp:/ h o m e p a g e 3.n i f t y.c o m /
Yurioka/index.html
9.ASME VIII – DIV 1 - Section VIII
- Division 1 - Rules for Construction of Pressure Vessels- (2005)
– (Norma)
10.ASME B 31.3 –“Process Piping”
– ( 2006) – (Norma)
11.Asta E., Zalazar M., Quesada H.
Efecto de la Temperatura de precalentamiento en la Soldabilidad
de un Acero ASTM A 514 Gr B. Jornadas SAM/CONAMET/Simposio
Materia, 2003. (Anales Congreso).
12.R. Del Negro, M. Zalazar y E.
Asta “Caracterización de juntas
soldadas en acero de uso estructural de alta resistencia”, Anales
Anales SAM/CONAMET, 2009.
(artículo en acta de congreso).
13.D. Codega. “Análisis de la soldabilidad en chapas de aceros API
5LX70 y API 5L X70 HIC” – (2006)
- Universidad Nacional del Comahue. (Tesis de grado).
100
25
11
12
Nº 134 2011
COMPARACION TÉCNICA EN LA
SOLDADURA DE COMPONENTES
PARA LA INDUSTRIA AUTOMOTRIZ
MEDIANTE LOS PROCESOS GMAW Y MCAW
Ing. Leandro Bombaci | Asistente Técnico ESAB Argentina
Ing. Hernán Ghibaudo | Responsable Customer Service, Process Development and Training (Welding School), Process Centre Argentina
Objetivos
D
esarrollo de cliente en
proceso MCAW para
cambio de proceso productivo (GMAW). Soldadura de
enganche de arrastre para pickup Amarok de Wolskwagen.
Introducción
Los procesos de soldadura FCAW
y MCAW han sido desarrollados
para obtener soldaduras con calidad radiográfica con una velocidad de deposición de hasta 4,5
kg/h, lo cual comparado con la
deposición horaria de cualquier
alambre macizo (de hasta 2,0
kg/h) brinda una sustancial ventaja al disminuir los tiempos de
soldadura hasta un 50%.
Otras ventajas de estos procesos
es la elevada eficiencia de deposición, una alta tolerancia a óxidos superficiales y suciedad, alta
penetración con buena forma del
cordón de soldadura y utilización
en toda posición.
Figura 1, 2 y3 | se muestra el enganche de arrastre
Dentro de la familia de los alambres tubulares podemos realizar
una subdivisión:
1. Alambres tubulares con protección gaseosa
2. Alambres tubulares autoprotegidos
3. Alambres tubulares del tipo “Metal
cored” (MC)
La diferencia entre estas distintas
familias es que el primero utilizada
gas de protección, ya sea CO 2
puro o mezcla Ar-CO 2, el segundo
fue diseñado para trabajar sin gas
de protección externo ya que
genera su propio gas de protección (trabajo en campo donde
es difícil trasladar los tubos de
gas) y la tercer familia es del tipo
con protección externa de gas al
igual que la primera familia, pero
con el agregado de polvo de hierro el cual aumenta la deposición
horaria. Por último y muy importante es que los “metal cored”
no producen escoria, con lo cual
aumentan el factor de operación.
Dentro del segmento automotriz
los alambres de soldadura más
utilizados son los alambres macizos, esto se debe a que los espesores de los materiales bases
nunca superan los 2 mm y tratar
de soldar dichos espesores con
proceso FCAW es casi imposible
debido a las elevadas corrientes
de soldadura utilizadas. Dicho
proceso se vuelve muy conveniente cuando los espesores
superan los 3 mm.
Hoy en día en Europa [1] algunas
Nº 134 2011
empresas ligadas a la industria
automotriz están empezando a utilizar los alambres tubulares MC, los
cuales son diseñados con diámetros cada vez más pequeños (1,0 y
0,9 mm). La aplicación se limita a
celdas robotizadas donde las velocidades de soldadura son elevadas
y muy bien controladas.
Trabajo de campo
En conjunto con personal de MP
Equipamientos se procede a realizar pruebas con alambres tubulares en soldaduras de sistemas de
enganche de arrastre. Las soldaduras siempre fueron realizadas por
proceso GMAW (MIG-MAG), pero
debido a especificaciones internas
del cliente las nuevas soldaduras deben realizarse por proceso
GMAW en modo MAG.
Con este cambio se quiere lograr
una muy buena penetración ya que
el sistema ha ser soldado se considera de seguridad.
En la tabla 1 se muestran los datos
del metal base y de las exigencias
de la norma.
El cambio de proceso de soldadura
GMAW-MAG a MCAW se presenta como una ventaja debido a
sus diferencias en las velocidades
de deposición de metal de soldadura, arco más suave y reducción
de proyecciones; las cuales evitan
re-trabajos que elevan los costos
de producción.
Según trabajos realizados por el
departamento técnico de ESAB
Brasil, se pueden evaluar las diferencias de costos y productividad
entre un alambre macizo y un alambre tubular [2].
Dentro de la familia de alambres
tubulares se eligió el proceso
MCAW debido a que no deja escoria aumentando aún más el factor
de operación y disminuyendo los
tiempos de limpieza de metal de
soldadura (sin escoria).
Mediante el uso de una fuente de
poder ESAB (Mig 400t con cabezal Aristo feed 304 y torcha PSF
405) se realizaron probetas en filete
para poder evaluar la operatividad y
penetración del consumible.
Se realizaron seis (6) probetas en
total, cinco con alambre tubular
y una con alambre macizo. Debe
tenerse en cuenta que los soldadores nunca habían soldado con
alambres del tipo MC, por lo cual la
técnica de soldadura puede mejorar sensiblemente con el tiempo
de uso (mayor experiencia) y con
capacitación en dicho proceso.
Los parámetros utilizados son los
indicados en la tabla 2.
En las figuras 4 y 5 se muestran
las pruebas realizadas en el propio taller de MP equipamientos. El
acero base fue un ASTM A36 de
Tabla 1
METAL BASE
ESPESORES (mm)
TIPO DE JUNTA
NORMA VW
01106-3
SAE 1020
12,5 - 25,4
FILETE
0,7t
Donde t es el espesor del metal base.
Tabla 2
PROBETAS
CORRIENTE(A)
VOLTAJE (V)
GAS PROTECCION
Nº 1 a 5
230 - 240
25 - 26
80 - 20 AR/CO 2
Nº 6
200 - 210
21 - 22
80 - 20 AR/CO 2
Figura 4 y 5 | pruebas realizadas en el taller de MP
equipamientos
13
Nº 134 2011
14
Figura 6, 7, 8 y 9 | soldaduras realizadas antes y después de la limpieza manual con cepillo de acero
10 mm de espesor, el mismo fue
utilizado sin limpieza previa. Se
utilizó Ar-20%CO2 como gas de
protección con un caudal de 16 l/
min para ambos consumibles.
fisuración.
En las figuras 6, 7, 8 y
tran las soldaduras
antes y después de
manual con cepillo de
En la inspección visual realizada
se pudo observar que las soldaduras con proceso MCAW muestran un perfil superficial más plano
con una solidificación de aguas
más pareja y con muy pocas
proyecciones. En ninguna de las
probetas se observa socavado o
En las figuras 10 y 11 se evidencia
la suavidad superficial del alambre
tubular MC y la cantidad y tamaño
de las proyecciones obtenidas.
9 se muesrealizadas
la limpieza
acero.
los perfiles de soldadura antes de
realizar las macrografías. En una
Tabla 2: valores de medición en macrografías
COTA
Figura 10 y 11 | suavidad superficial del alambre tubular
MC y las proyecciones obtenidas
a
b
f
g
c
d
h
e
Figura 12 | Esquema de medición de catetos
DETERMINACIONES (mm)
a
Cateto
8,14
6,0
Penetración V
2,35
2,05
Cateto
8,20
9,10
d
Penetración L
2,45
1,45
e
Penetración raíz
1,70
0,70
f
Penetración V
1,35
2,25
Cateto
8,10
6,00
Cateto
6,70
10,00
i
Penetración L
2,60
1,15
j
Penetración raíz
1,60
0,10
c
h
2x
DESCRIPCIÓN
b
MP1
g
j
Esquema
PROBETA
MP2
Nº 134 2011
primera inspección visual puede
notarse que la soldadura realizada
con MC es plana con una relación
de catetos más homogénea.
15
compuestos introducidos dentro
del fundente, los cuales modifican
la tensión superficial obteniendo
soldaduras más planas.
O O Mejor relación de catetos y
penetración en la raíz en la soldadura realizada con MC. Estas
medidas son de suma importancia para asegurar el cumplimiento
de las normas, ya sean internas o
externas (código AWS D1.1).
De todas las probetas obtenidas dos de ellas fueron cortadas
transversalmente para su estudio
macrográfico y medición de los
catetos obtenidos [3].
La preparación de las macrografías fue realizada según ASTM E3
y atacada según ASTM E340.
En las figuras 15 y 16 se muestran las probetas atacadas donde
se puede observar la penetración,
forma del cordón de soldadura y
la zona afectada por el calor (zac).
En la tabla 2 se muestran los valores obtenidos y en la figura 12 el
esquema de medición utilizado.
En la tabla 3 se pueden observar los valores obtenidos de las
mediciones realizadas de la garganta efectiva y sobre espesores.
Se debe recordar que por norma
interna VW 01106-03 y por AWS
D1.1 la garganta efectiva debe ser
como mínimo de 0,7t.
Dichas metalografías muestran
las siguientes diferencias:
OO Mayor ZAC en la pieza soldada
con alambre macizo. Se produce
porque para poder obtener catetos de igual medida, con ambos
consumibles, la velocidad de soldadura con alambres macizos es
menor, por lo se modifica el calor
aportado.
OO Mejor perfil superficial en la
soldadura realizada con alambre tubular. Esto es debido a los
Figura 13 y 14| soldaduras realizadas antes y después de la limpieza manual con cepillo de acero
Dicha medición prueba el perfil
más plano de la soldadura realizada con alambre MC y la obtención de una garganta efectiva
mayor que con alambre macizo.
En la tabla 4 se muestran las diferencias en las medidas de los
Tabla 3
Macrografía
Sector izq
Sector der
MP1 (E70C-6M)
5,68
5,10
0,35
5,39
MP2 (ER70S-6)
5,30
4,60
1,35
4,95
Sobre espesor
Promedio
Tabla 4: variación de las mediciones en catetos con consumibles ER70S-6 y E70T-6M
Consumibles
E70C-6M
ER70S-6
E70C-6M
ER70S-6
E70C-6M
ER70S-6
Lugar
Catetos
Catetos
Raíz
Cotas
Prom.
a
7,07
g
7,05
c
8,65
h
8,35
e
1,20
j
0,90
dif
0,02
0,02
Penetrac.
Prom.
b
2,2
f
1,8
d
1,95
i
1,87
dif
0.40
0.08
0,02
Figura 15 y 16 | soldaduras realizadas antes y después de la limpieza manual con cepillo de acero
16
Nº 134 2011
valores obtenidos.
Según la tabla 4 las diferencias
más importantes son:
O O 4 mm de diferencia (b y f) en la
penetración obtenida en las caras
de la junta.
O O Importante diferencia en la
penetración de raíz y de uno de
los catetos.
Todas las diferencias se encuentran a favor del alambre tubular.
Debe tenerse en cuenta que de
las medidas obtenidas se realizó
un promedio el cual reduce las
diferencias obtenidas al comparar
dos mediciones en la misma probeta y de la misma cota. Como
ejemplo puede mencionarse la
diferencia entre los catetos (punto
h) obtenidos con alambre macizo,
los cuales tienen una diferencia
de más de 3 mm, mientras que
para el alambre tubular la diferencia es de 2,15 mm máximo.
Observaciones
Por ultimo es importante mencionar que para poder cumplir con
la mínima garganta (0,7t) debe
aumentarse la corriente a valores elevados; aumentando de
esta forma el calor aportado en la
pieza, lo que puede traducirse en
deformaciones.
Los alambres del tipo MC pueden
ser soldados con arco pulsado, lo
cual disminuye el calor aportado
disminuyendo las deformaciones.
ESAB cuenta con dicha tecnología en sus fuentes de poder AristoMig U5000i con controladores
Aristo Pendant U82.
Conclusiones
O O El alambre tubular MC utilizado
es más rápido (32%), con lo cual
aumenta la productividad en la
fabricación de los componentes.
O O Se obtuvieron buenos perfiles
de filete, libres de indicaciones y
con buena penetración.
O O Muy buena terminación de soldadura sin proyecciones, evitando
retrabajos posteriores.
OO Mayor penetración y mayor
espesor de garganta efectiva.
OO Para la obtención de catetos
de 8 mm se aconseja realizar nuevas pruebas con alambres tubulares metal cored de 1,6 mm
Referencias y
agradecimientos
1. Svetsaren. Vol 64 No 1 2009.
2. Comparativos custos e produtividade entre arames sólidos e
tubulares. João Paulo Andrade.
Process Centre Brasil.
3. Informe de ensayos 306gj10i del
sector ingeniería de la Fundación
Latinoamericana de Soldadura.
A los soldadores de MP Equipamientos por su excelente predisposición para realizar todas las
pruebas necesarias y al cambio de
proceso de producción. A Horacio por su esmerada atención y su
confianza en este cambio.
Nº 134 2011
17
SOLDADURA EN SISTEMAS DE
ESCAPES DE AUTOMÓVILES
con proceso mig – mag aristo superpulse™
Por: Eduardo Radici , Asistencia Técnica, Región Centro, ESAB-CONARCO
Introducción al Sistema ARISTO
SUPERPULSE™
E
l sistema ARISTO SUPERPULSE™ fue introducido por
ESAB en el desarrollo tecnológico de la soldadura, maximiza la
productividad en espesores finos
y gruesos de aceros inoxidables y
aleaciones de aluminio (Figura 1)
ESAB es reconocida mundialmente
por ser líder del mercado en la provisión de tecnología en equipamientos de soldadura de alta calidad.
El sistema ARISTO™ de ESAB es un
ejemplo de inversión en desarrollo,
proyecto y fabricación de productos
de tecnología avanzada.
Por su sistema modular ARISTO™
ofrece un altísimo rendimiento.
El sistema ARISTO™ es un sistema
completo de componentes que permite la mecanización de soldadura
MIG-MAG.
El proceso MIG-MAG es confiable,
basado en la fuente de alimentación
ARISTO y alimentadores de alambre ARISTOFEED, el comando colgante ARISTOPENDANT U8 – U82
permite que el equipo de soldadura se conecte con su aplicación
específica.
Instalaciones normales incluyen
estaciones robóticas, aunque el sistema ARISTO también es apropiado
para aplicaciones generales.
Los sistemas de automatización de
soldadura ARISTO ofrecen resultados de alta calidad y un nivel de
productividad mucho más alto.
ARISTO SUPER PULSE™ es un
nuevo proceso de soldadura en
sustitución del proceso TIG para
atender la demanda de productividad cuando es esencial el control
de aporte de calor.
Si su aplicación demanda pasadas
de raíz eficientes o soldaduras en
posición, abarcando todos los espesores ARISTO SUPER PULSE™ es
la mejor solución.
El control preciso del calor aportado
combinado con la acción del pulso
elimina la distorsión y la terminación
perfecta.
ARISTO SUPER PULSE™ permite
elegir entre las combinaciones PULSADO/PULSADO, PULSADO /CORTOCIRCUITO y SPRAY/PULSADO.
Lo que da como resultado más fácil
soldar en posición, transferencias
de calor y penetraciones uniformes
minimizan los defectos de las variaciones en la preparación de la raíz,
Figura 1| Equipo ARISTO SUPERPULSE
18
Nº 134 2011
combinable con sistemas automatizados y robotizados.
Extiende el rango de aplicaciones
de los diámetros más grandes de
alambre.
Con su fuente de alimentación
basada en la tecnología inversora,
ofrece un Equipamiento confiable
con excelentes características de
soldadura, el sistema ARISTO de
ESAB es una nueva generación de
productos inteligentes de soldadura
proyectados para obtener las necesidades de un ambiente industrial
en constante evolución.
El sistema de comunicación y
comando CAN-bus reduce la cantidad de cables necesarios, lo que
aumenta la confiabilidad operativa.
Los tableros de comando son fáciles de entender y operar. En pocas
palabras, ellos son parte de una
tecnología que permitió la creación de una máquina de alta perfumance, altamente fiable y confiable,
ofreciendo al usuario una gama de
inmejorables opciones.
La posición angular del panel frontal tiene ventajas tanto ergonómicas
como prácticas.
El tablero fue diseñado para poder
usarlo sin necesidad de sacarse los
guantes.
Su superficie aislada, recubierta de
siliconas resistente, repela la suciedad y fácil de limpiar.
ARISTO PENDANT™ U8 - U82 es
la ultima palabra en comunicación hombre-máquina y admite un
acceso rápido a ambientes sinérgicos a todas las opciones del equipo,
figura 2.
Figura 2| Aristo Pendant
Un gran número de líneas sinérgicas pre-programadas para soldar
materiales de diferentes espesores
reduce al mínimo la preparación y o
testeo en nuevos materiales.
Simplemente seleccione en la
memoria una línea sinérgica apro-
piada y la velocidad de alimentación
de alambre y comience a soldar.
La memoria ofrece también otras
funciones y dentro ellas la capacidad de almacenar hasta 99 parámetros de soldadura que pueden
ser recuperados siempre que sea
necesario.
Estos parámetros pueden ser transferidos a todas las máquinas equipadas con ARISTOPENDANT U8
– U82 .
Los datos sinérgicos están disponibles para una amplia gama de materiales, desde baja aleación hasta las
últimas aleaciones desarrolladas.
Además es posible crear líneas
sinérgicas personalizadas para
cualquier combinación de material y
de gas de protección.
ESAB está constantemente desarrollando nuevos datos sinérgicos
para combinaciones de materiales
y gases de protección y se pueden
actualizar en su equipo.
La función Q le permite calcular el
calor aportado a fin de cumplir con
el procedimiento de soldadura.
La estadística de producción es
otra característica ofrecidas por la
función Q, grabando esa información como tiempo de arco y uso de
consumible.
HOT START RELLENO DE CRATER, además de pulsación.
ARISTOPENDAT™ cuenta con una
gran pantalla auto explicativa en
diferentes idiomas.
Mediante cables de prolongación
permite controlar los parámetros
desde el mismo lugar donde se
está soldando.
Mediante las características MODO
RAPIDO se pueden programar
hasta 5 funciones de parámetros de
soldadura y variar entre ellas rápidamente con la ayuda de los botones
de MODO RAPIDO o con el control
remoto.
Nº 134 2011
ARISTO PENDANT™ es la última
palabra para quienes quieran estar
preparados para los futuros desafíos en soldadura.
Un mecanismo de alimentación con
tacómetro en el motor ofrece una
alimentación de alambre segura y
constante.
ARISTOFEED ofrece utilizar todo los
tipos de alambre con dimensiones
entre 0,6 mm hasta 1,6 mm con
rodillos de arrastre de 30 mm con
tracción en los 4 rodillos.
Protección del alambre de la suciedad y el polvo, para bobinas de 300
mm de diámetro
El proceso MIG-MAG con ARISTO
SUPER PULSO™ le permite elegir
entre cuatro métodos de soldadura
seleccionados TIPOS DE ARCO:
CORTOCIRCUITO - ARCO PULSADO - SUPER PULSE o Q SET,
figura 3.
Figura 3| Esquema del sistema Pulso- Pulso
Parámetros del menú de ajuste
de datos de soldadura
La Tabla 1 muestra los parámetros
típicos para la Soldadura MIG –
MAG con arco CORTO/SPRAY
La Tabla 2 muestra los parámetros
típicos para soldadura MIG – MAG
con arco PULSADO
La Tabla 3 muestra los típicos valores para la soldadura MIG – MAG
con SUPER PULSE fase primaria/
secundaria, ARCO CORTO/SPRAY
/ PULSADO.
Ventajas del Sistema SUPER
PULSE
Menos sensibilidad a variaciones en
la separación de la raíz.
OO Mejor control del baño de soldadura durante la soldadura sobre
plano.
OO Mejor control de la penetración y
del perfil de la penetración.
19
20
Nº 134 2011
Tabla 1. Parámetros con arco corto/ spray
Parámetro
Tensión
Velocidad de alimentación hilo**
Inductancia
Rango de ajuste
En pasos de
8 -60V
0,25 V (se muestra con un decimal)
0,8 - 30,0 m/min
0,1 m/min
0 - 100%
1%
x
x
Dependiente de Ajustable en
sinergia
sinergia
x
x
x
1 - 12
1
x
-
sinergia*
ON U OFF
-
-
-
Preflujo de gas
0,1 - 25 s
0,1 s
x
Arranque suave
ON U OFF
-
x
“Hot start”
ON U OFF
-
x
0,10 s
0,1 s
x
Todo el rango de alim. hilo
0,1 m/min
x
ON U OFF
-
x
0 - 10 s
0,1s
x
1,5 m/min a vel. alim. actual
0,1 m/min
x
Tipo de regulador
Tiempo de “Hot start”
Velocidad hilo en “Hot start”
Touch sense*
Relleno de carácteres
Duración del relleno de carácteres
Alim. Hilo durante el relleno de caráct. final
0 - 20 A
Tensión durante el relleno de caráct. final
8 - 24,7 V
“Release pulse”**
ON U OFF
Tiempo de postquemado
Postflujo de gas
Límites
Límites de medida
Soldadura por puntos
Tiempo de soldadura por puntos
x
0-1s
0,01 s
x
0,1 - 25 s
0,1 s
x
1 - 50
-
-
-
1 - 50
-
ON u OFF
-
x
0 - 25 s
0,1 s
x
OO Menor sensibilidad a la conducción desigual del calor.
OO Control total sobre el calor
aportado.
SUPER PULSE™ se puede considerar una alternancia programada
entre dos ajuste.
Los intervalos de tiempo se determinan mediante los ajustes efectuados
en los parámetros de tiempo de fase
primario / secundario.
La soldadura siempre comienza con
la fase primario. Si se selecciona
arranque en caliente, se utiliza los
datos del primario durante todo el
tiempo de arranque en caliente. El
relleno de crateres siempre se basa
en los datos de la fase secundaria.
Cuando se activa un comando de
parada durante el tipo de fase primaria, el proceso pasa inmediatamente a los datos secundarios. El
final de la soldadura se basa en los
datos de la fase secundaria.
Diferentes tipos de arco
pulsados
A continuación en la figura 4 se indican los tipos de arco pulsado que
se pueden usar dependiendo del
espesor de las chapas a soldar.
Alimentación del Alambre
Se utiliza el alimentador FEED 3004
para la soldadura de SUPER PULSE.
Medidas de precaución
Cuando se utiliza SUPERPULSE, el
alimentador de alambre soporta una
Nº 134 2011
21
Tabla 2| Parámetros con arco pulsado
Parámetro
Tensión
Velocidad de alimentación hilo**
Rango de ajuste
En pasos de
10 - 50 V
sinergia
sinergia
x
0,8 - 30,0 m/min
0,1 m/min
Corriente pulsada
100 - 650A
4A
x
Tiempo de pulso
1,7 - 25,5 ms
0,1 ms
x
16 - 312 Hz
2 Hz
x
4 - 300 A
1A
x
1-9
1
x
Frecuencia de pulso
Corriente de baja
Slope
x
x
Sinergia***
ON u OFF
-
-
Ka
0 - 100%
1%
x
Ki
0 - 100%
1%
x
Preflujo de gas
0,1 - 25 s
0,1 s
x
Arranque suave
ON u OFF
-
x
“Hot start”
ON u OFF
-
x
0 - 10 s
0,1 s
x
Todo el rango de alim. hilo
0,1 m/min
x
-
x
0 - 10 s
0,1 s
x
1,5 m/min a vel. alim. actual
0,1 m/min
x
Touch sense*
Relleno de cráteres (pulsado no pulsado)
Duración del relleno de crácteres
Alim. Hilo durante el relleno de crát. final
Tensión durante el relleno de crát. final
Corriente pulsada final
0 -20 A
ON u OFF
8 - 33,2 V
x
100 - máx. A
x
12 - 50 A
x
Frecuencia final
20 - 270 Hz
x
ON u OFF
Corriente de baja final
Postflujo de gas
Límites
Límites de medida
Soldadura por puntos
Tiempo de soldadura por puntos
Figura 4| Combinaciones de arco pulsado
-
0-1s
0,01 s
x
0,1 - 25 s
0,1 s
1 - 50
-
-
x
-
1 - 50
-
ON u OFF
-
x
-
0 - 25 s
0,1 s
x
22
Nº 134 2011
Tabla 3| Parámetros con arco corto/ spray/pulsado
Rango de ajuste
En pasos de
Fase
Primario o secundario
-
Tipo de arco
Corto/spray o pulsado
-
10-50 V
0,8 – 30,0 m/min
0,1 m/min
0 – 100%
1%
x
100 – 650 A
4ª
x
1,7 – 25,5 ms
0,1 ms
x
16 – 312 Hz
2Hz
x
4 – 300 A
1ª
x
1–9
1
x
Ka
0 – 100%
1%
x
Ki
0 – 100%
1%
x
Parámetro
Tensión
Velocidad de alimentación hilo*
Inductancia
Corriente pulsada**
Tiempo de pulso
Frecuencia de pulso
Corriente de baja
Slope
sinergia
sinergia
x
x
x
x
x
x
1
Tipo de regulador
-
Sinergia***
ON u OFF
-
Tiempo de soldadura
0 – 2,50 s
0,01 s
x
Preflujo de gas
0,1 – 25 s
0,1 s
x
Arranque suave
ON u OFF
-
x
“Hot start”
ON u OFF
-
x
0 – 10 s
0,1 s
x
Todo el rango de alim.hilo
0,1 m/min
Tensión de “Hot start”
Touch sense*
0 – 100 A
Relleno de cráteres (pulsado no pulsado)
ON u OFF
x
0 – 10 s
0,1 s
x
1,5 m/min a vel. alim. Actual
0,1 m/min
x
8 – 33,2 V
x
Corriente pulsada final
100 – máx. A
x
Corriente de baja final
12 – 50 A
x
20 – 270 Hz
x
Tensión durante el relleno de crát. final
Frecuencia final
%
Postflujo de gas
Límites
0–1s
0,01 s
0,1 – 25 s
0,1 s
1 – 50
-
Diferencias en la velocidad de alimentación de hilo
m/min
8
7
6
20m/min
5
15m/min
4
3
2
0,2
0,25
x
-
Duración del relleno de crácteres
Alim. Hilo durante el relleno de crát. final
x
x
-14 - +27 V
-
0,3
Figura 5| Alimentación del alambre
0,35
0,4
0,45
0,5
Tiempo(s) de ciclo
x
x
-
-
carga considerable.
Con el fin de que la seguridad de
funcionamiento del alimentador de
alambre no se vea comprometida,
se deben aplicar valores límites
como los indicados en gráfico de la
figura 5.
Las curvas de la figura 5 corresponden a 15 m/min y 20 m/min se
refiere a la velocidad de alimentación de alambre de la fase primaria.
El tiempo de ciclo es la suma del
tiempo de fase primaria y de fase
secundaria.
Nº 134 2011
La diferencia entre la velocidad de
alimentación del alambre de fases
primaria y secundaria no debe superar la velocidad indicada en la Figura
5 para la velocidad de alimentación
del alambre de fase primaria.
Ejemplo: Si el tiempo de ciclo es
de 0,25 s y la velocidad de alimentación del alambre de fase primaria
es de 15 m/min, la diferencia entre
la velocidad de alambre primaria y
secundaria no debe superar a los 6
m/min.
Información sobre los parámetros para su ajuste
Tensión
Cuando mayor es la tensión, mayor
es el largo de arco, más ancho la
pileta líquida y más elevada la temperatura a la que se realiza.
El ajuste de la tensión difiere según
sea el modo sinérgico y no sinérgico. En el modo sinérgico la tensión
se ajusta como una desviación positiva o negativa respecto de la línea
sinérgica de la tensión.
En el modo no sinérgico, el valor de
la tensión se ajusta como un valor
absoluto.
Velocidad de aporte del
alambre
Permite fijar la velocidad de aporte
del alambre en m/min.
Inductancia
Cuando la inductancia es elevada,
el baño de soldadura es mas ancho
y se produce menos salpicaduras,
cuando la inductancia en reducida,
se produce un ruido más estridente
pero el arco es más concentrado e
inestable.
Solo es aplicable a la soldadura MIG
– MAG con arco corto/spray.
Tipo de regulador
Afecta a la transferencia en corto
circuito y al calor en la zona de la
soldadura
Este parámetro no debe modificarse.
Arco pulsado
El arco pulsado o la transferencia
pulsada tienen una corriente de pico
y una corriente de base.
Tiempo de pulso
Tiempo durante el cual la corriente
pulsada está activada durante un
periodo de pulso.
Frecuencia de pulso
Duración de la corriente de baja que
junto con la duración de la corriente
pulsada, determina el periodo de
pulso.
Corriente de baja
Si la corriente de baja está activada, es la menor de los valores de
corriente.
Rampa
El parámetro de rampa hace que la
corriente pulsada aumente o disminuya lentamente hasta el valor configurado. La rampa (slope) se puede
ajustar en nueve intervalos cada uno
de los cuales equivale a 100 ms.
La rampa es importante para el
ruido. Si es acusada, genera un
ruido más elevado y agudo. Si es
demasiado suave llega a afectar, en
el peor de los casos a la capacidad
del pulso de interrumpir el goteo.
Ka
Ka un elemento de proporcionalidad
que corresponde a la amplificación
del regulador. Un valor bajo hace
difícil mantener una tensión constante precisa.
Ki
Ki es el elemento de integración,
cuya función en el largo plazo es eliminar un fallo.
También en este caso, un valor bajo
disminuye el efecto regulador.
Sinergia
Con el fin de obtener un arco estable, cada combinación de tipo de
alambre y diámetro así como la mezcla de gas, se requiere una relación
23
24
Nº 134 2011
especifica entre velocidad de alimentación del alambre y tensión de
arco (largo del arco). La tensión se
ajusta automáticamente con arreglo
a la línea sinérgica seleccionada, lo
cual hace mucho más sencillo calibrar los parámetros de soldadura
correctos con rapidez. La relación
entre velocidad de alimentación
del alambre y otros parámetros se
conocen como línea sinérgica.
Fase
En esta función se elige entre fase
primaria y la fase secundaria.
Los valores altos se ajustan en la
primaria y los valores bajos en la
secundaria.
Preflujo de gas
Controla el tiempo durante el cual
fluye gas de protección antes de
que se forme el arco.
Arranque lento
El arranque lento aporta alambre al
50 % de la velocidad configurada
hasta que se establece el contacto
eléctrico con la pieza a soldar
Figura 6. Empresa Mageti Marelli em la Provincia de
Córdoba, Argentina
Figura 7| Charla técnica en Magneti- Marelli
Inicio caliente
El inicio caliente (hot start) aumenta
la velocidad de alambre aplicada,
se puede incrementar durante un
periodo concreto para aumentar la
energía al inicio de la soldadura. El
propósito principal de esta función
es suministrar más energía al inicio
de la soldadura, lo que reduce el
riesgo de que la fusión no sea adecuada al principio de la junta.
Hot Start – alimentación del
alambre
La velocidad de alimentación del
alambre aplicada se puede incrementar durante un periodo de
tiempo concreto para aumentar la
energía al inicio de la soldadura y
garantizar la penetración. La velocidad se ajusta respecto de la velocidad de la alimentación de alambre
normal.
El tiempo comienza a contar desde
que se forma el arco y la duración
coincide con el tiempo de hot start
configurado. La sinergia produce un
aumento de 2 m/min en la velocidad
de alimentación del alambre.
Hot Start – tensión
La tensión aumenta 2 V que se
suma a la contribución de la rampa
de la línea sinérgica y a los 2 m/min
adicionales en la velocidad de alimentación del alambre.
En el modo no sinérgico, la tensión
será configurada y no dependerá
de la sinergia
Detección de contacto (touch
sense)
El sistema detecta el momento en
que el alambre entra en contacto
con la pieza a ser soldada.
Relleno de crateres
El relleno de cráteres produce una
reducción controlada del calor y el
tamaño del baño de soldadura al
final de la soldadura. Así contribuye
a evitar que se formen poros, fisuras térmicas o crateres en la junta
soldada.
En la soldadura con arco pulsado se
puede elegir entre relleno de crateres pulsado y no pulsado
El relleno de cráteres no pulsado es
más rápido. El relleno de crateres
pulsado tarda un poco más, pero
evita que se produzca salpicaduras
si se utilizan los valores adecuados.
Pulso de corte
El pulso de corte es un pulso que
se aplica para garantizar que no se
formen sobre diámetros o bolas en
el extremo del alambre cuando se
detenga la soldadura.
Solo es aplicable a la soldadura MIG
– MAG con arco corto/spray. El final
de la soldadura está sincronizado
con un pulso de acabado.
El tiempo de postquemado es el
tiempo que transcurre desde que
la velocidad de aporte del alam-
Nº 134 2011
bre empieza a disminuir hasta que
la fuente de alimentación eléctrica
deja de suministrar tensión. Si este
periodo es demasiado breve, queda
demasiado alambre al terminar la
soldadura y existe el riesgo de que
el mismo quede atrapado en el
baño de soldadura al solidificarse
éste. En cambio, si la duración del
posquemado es excesiva sobra
menos alambre, pero aumenta el
riesgo de que el arco salte a la punta
del electrodo.
Liberación del pulso (release
pulse)
Si el alambre se engancha en la
pieza a soldar, el sistema lo detecta
y genera un pulso que libera el
aporte de la superficie.
Esta función esta pensada sobre
todo para la soldadura mecanizadas u automatizadas, auque también se puede usar con la soldadura
manual. Se activa al seleccionar el
tiempo de postquemado.
Postflujo de gas
Controla el tiempo durante el cual
fluye gas de protección después de
que se extinga el arco.
Desarrollo de ARISTO SUPER
PULSE en la firma MAGNETI
MARELLI
En el año 2009 le propusimos a la
firma MAGNETI MARELLI (figura 6)
presentar en su planta de Córdoba
las nuevas tecnologías de ESAB
para ser aplicada en la renovación
de sus equipos actuales o para futuras ampliaciones y nuevos desarrollos de la empresa.
Con este objetivo de ESAB y la predisposición de MAGNETI MARELLI
se organizo un evento en su fábrica
que consistió en una charla técnica
del proceso MIG-MAG, figura 7, presentación de las nuevas tecnologías
SUPER PULSE™ y luego se realizaron ensayos de soldadura en las
líneas de producción.
Figura 8| Capacitación y demostración en planta
En colaboración con el Ing. Pablo
Caponi, de la Sucursal Centro de
ESAB-CONARCO, se desarrollaron
varios temas y se intercambiaron
valiosas experiencias con los operadores y los soldadores.
La capacitación en la línea de fabricación se realizó con la presentación del equipo ESAB ORIGO MIG
5000i – devanador ORIGO FEED y
ARISTOPENDANT U8, figura 8.
Los participantes observaron la presentación del equipo y la aplicación
del SUPER PULSE™ en la soldadura de los caños de escapes.
Un año mas tarde, a comienzo del
año 2010 FIAT confía a MAGNETI
MARELLI la fabricación de un nuevo
conjunto de escape, denominado
Colector Tubular. Este conjunto se
encuentra ligado al motor y cumple
una doble función colectar los gases
y convertir el monóxido de carbono
a través de una monolita cerámica.
ESAB participó en el pedido de
cotización por siete nuevos equipos
que formarían parte de esta nueva
línea de producción compitiendo
Figura 9| Equipos ESAB en Magneti- Marelli
25
26
Nº 134 2011
Figura 10. Equipo automatizado para la fabricación de los sistemas de escape
con FRONIOUS -KEMPI Y MILLER
entre otros. Finalmente y despues
de algunas negociaciones se logra
la orden de compra para la entrega
de los equipos. Aquí comienza un
nuevo desafió: la implementación
de este nuevo sistema de soldadura propuesto por ESAB (figura 9)
Figura 11| Tubo de acero inoxidable para el
catalizador
Figura 12| Celda triple
La construcción de dispositivos y
automatizaciones están a cargo de la
firma COMAU junto con el departamento desarrollo e ingeniería de Magneti Marelli, siendo los encargados de
diseñar y construir todos los dispositivos necesarios para la fabricación de
este escape para vehículos.
Se trabajó y se diseñaron los equipos automatizados para cada operación del proceso de construcción
del escape con la más alta tecno-
logía en PLC, micros, censores,
cámaras digitales que detectan por
código de barras o por inscripciones
en la pieza y si no están las piezas
correctas en el montaje la máquina
no funciona (figura 10)
La fabricación del escape comienza
con la construcción del catalizador,
compuesto de una pieza monolíta
cerámica envuelta en una manta
térmica y a su vez dentro de un tubo
metálico de acero inoxidable AISI
409 (figura 11) que luego de conformarse y llegar al diámetro requerido
es soldado con un equipo ARISTO
5000i – ARISTO FEED y U82.
Se utiliza un alambre de aporte
inoxidable ER 307 de diámetro 1
mm y protección gaseosa de 98 % de
argón más 2 % de oxigeno (tabla 4).
Nº 134 2011
La soldadura continúa con la operación ISO en una celda triple en donde
de manera semiautomática se sueldan
las virolas para las sondas lambda en
los tubos de salida y a la entrada del
cuerpo monolítico (figura 12).
Posteriormente el catalizador soldado
y rotulado se llevó a una prensa que
en dos etapas, figura 13, dende se
conforma el cierre.
Figura 13. Cierre del catalizador
Tabla 4| Procedimiento de soldadura en tubos de acero Alsi 409 para sistemas de escape
27
Figura 14. Implementación de soldadura SUPERPULSE en la unión del catalizador con el sistema de escape
Siguiendo el proceso en la operación 160, se suelda el “cono
de entrada” con un subconjunto
denominado “cabezote”. Este
subconjunto es el encargado de
tomar los gases de cada cilindro
para encausarlos hacia el cuerpo
catalizador.
Esta operación es muy compleja
por varias razones: la primera, por
el diseño del dispositivo es casi
imposible colocar la torcha en una
condición de soldadura en revolución aceptable, la segunda es
porque esta soldadura tiene exigencia de penetración en todo el
perímetro y tercera, quizás la mas
grave, una depresión en el diámetro por la unión de los caños, lo
que hace mas difícil obtener un
cordón de soldadura armónico y
con penetración adecuada.
La solución implementada ha sido
la utilización de una fuente ESAB
ORIGO 5000i con U82 aplicando
Figura 15. Soldadura con dos torchas trabajando simultáneamente
el proceso MIG-MAG con SUPERPULSE configurado en el modo
PULSADO/CORTO (figura 14)
En la operación 170, denominada
“bitorcha”, se realiza una soldadura doble con dos equipos ESAB
y dos torchas simultáneamente en
revolución, figura 15.
Llegando casi al final del proceso
de montaje, un equipo automático
(operación 180) suelda el subconjunto de la operación 170 con un
tubo de salida. Este equipo permite diferenciar a través de un
sistema de levas y el código grabado en el cuerpo fabricar las dos
variantes geométricas de colector
(figura 16).
La última operación de soldadura
(operación 190) un dispositivo de
armado manual permite al operador la soldadura de los soportes
para su fijación. Los movimientos
del dispositivo aseguran la acce-
Figura 16| Soldadura del caño de escape de salida
sibilidad y la correcta ergonomía
del soldador (figura 17).
El 100% de los colectores ya terminados (figura 18) son colocados
en un dispositivo, donde se les
realiza una prueba de estanqueidad, que se encarga de validar la
continuidad y posición de la soldadura, a partir de la no existencia de pérdidas en los diferentes
cordones.
Si posee algún poro, o tiene
alguna falla en la soldadura, se
repara la pieza en un puesto de
retrabajo empleando un equipo
ESAB ORIGO 2200i con proceso
TIG, para ser nuevamente controlado en el dispositivo de vacío.
Esta operación (operación 200)
da por terminado el proceso.
Conclusiónes
ESAB-CONARCO trabajando en
conjunto con MAGNETI MARELLI
lograron una adecuada parametrización de los equipos, asegurando una correcta calidad de la
soldadura, dentro de los exigentes parámetros determinados por
el Scio. de Calidad de MAGNETI
MARELLI y también de FIAT.
Después de varias semanas de
trabajo, todo el equipo de ESAB y
MAGNETI MARELLI pudo festejar
el éxito del trabajo conjunto con
la aprobación final de FIAT y la
liberación en la provisión de este
conjunto para el 100% de la producción de automóviles realizada
en Córdoba.
Con el sistema ARISTO SUPER
PULSO™ se le brinda al cliente
una solución tecnológica de avanzada que controla el aporte de
calor, las diferencias de espesores
y la calidad de la unión soldada.
Todo esto a expensas de disponer
de condiciones operativas (posicionamiento de torcha) no adecuado. Demostrando así que con
el proceso MIG-MAG convencional hubiese resultado mucho mas
complicado realizarlo y obtener el
100% de los resultados.
Figura 17| Soldadura de los soportes
Figura 18| Conjunto de escape terminado
30
Nº 134 2011
ESTUDIO DE LA REPARACION
Y RECONSTRUCCION
DE RIELES FERROVIARIOS MEDIANTE
PROCESO DE SOLDADURA FCAW-G
Hernán Maria Ghibaudo | Responsible Customer Service/ Process Development and Training (Welding School) Process Centre. ESAB Argentina
Dario Gaston Jorge | Responsable de laboratorio. Fundación Latinoamericana de Soldadura
Resumen
a reparación y reconstrucción de rieles ferroviarios es
realizada desde que se instalaron los ferrocarriles en nuestro
país. Dicha reparación es de suma
importancia debido a la seguridad y
cuidado de los componentes rodantes (ruedas de vagones y maquinas)
con el agregado de la sensación de
comodidad si el transporte es exclusivamente de pasajeros. En este
trabajo se analizaron distintos procedimientos de soldadura aplicables a
la reconstrucción y reparación de rieles ferroviarios desgastados, ya sea
por su intensivo uso o por accidentes provocados por descarrilamientos o colisiones de formaciones. El
proceso de soldadura empleado fue
FCAW-G, el cual brinda una elevada
tasa de deposición horaria sin la
necesidad de la utilización de gases
de protección. Dos procedimientos
de soldadura fueron empleados, si
bien el material de aporte final es el
mismo en ambos, la diferencia se
encuentra en el uso de consumibles
de acero inoxidable como capa cojín.
L
Figura 1| Ejemplos de tres tipos de desgastes: fatiga
por rodadura, desgaste en punta de riel y quemado
por frenado de ruedas
De los cupones obtenidos se realizaron metalografías de las interfaces
de referencia y pruebas de tracción
y flexión en tres puntos. Para la
obtención de la dureza, relacionada
directamente con las propiedades
del desgaste por abrasión, se realizaron perfiles de dureza en distintas direcciones geométricas. Los
resultados obtenidos muestran que
las reparaciones empleando soldaduras por proceso FCAW-G pueden utilizarse sin ninguna dificultad
en campo, disminuyendo los tiempos de reparación y la cantidad de
mano de obra involucrada sin agregar pasos especiales en las especificaciones de procedimientos de
soldadura.
Introducción
Partiendo de la frase de que “Todo
elemento que se usa se desgasta”
podemos empezar a definir el porque de las continuas y necesarias
reparaciones que deben ser resueltas en cualquier equipo utilizado en
producción. En particular, la reparación y reconstrucción de rieles ferroviarios es muy importante debido a
su fuerte impacto y/o consecuencias
provocadas en otros componentes
ferroviarios, como ser ruedas y trenes de suspensión de locomotoras y
vagones. La figura 1 muestra distintos ejemplos de desgastes producidos en rieles de ferrocarril.
Considerando que la red de transporte en Argentina asciende ha los
34000 km[1] y que debido a las distintas políticas publicas adoptadas,
malas inversiones, falta de controles,
Nº 134 2011
etc.; el mantenimiento de toda la
red se encuentra seriamente afectada trayendo como consecuencia
la nulidad de servicios, descarrilamientos y disminución de las frecuencias y velocidades cruceros de
las formaciones.
Por lo general la mayoría de las
reparaciones realizadas en campo
se efectúan mediante el proceso
SMAW, el cual brinda una muy buena
versatilidad y además no presenta
inconvenientes en las soldaduras realizadas en condiciones desfavorables
(viento).
Con el pasar de los años se intento
suplantar este proceso por procesos con mayor productividad (hasta
un 60% mayor), como ser GMAW y
FCAW, no pudiendo solucionar las
desviaciones provocadas por los
vientos en los gases de protección
utilizados.
Una alternativa fue realizar soldaduras resguardadas del viento mediante
carpas, pero la idea no prosperó
debido a la perdida de versatilidad
de este proceso (armado de carpas y
uso de gases de protección).
Con el desarrollo de alambres tubulares autoprotegidos se ha logrado que
el fundente contuviera elementos formadores de atmósferas protectoras,
con lo cual eliminaron la protección
externa mediante gases.
Este avance facilitó el uso de alambres tubulares autoprotegidos en
aquellas condiciones ambientales
donde antes no podían ser utilizados y además simplificó el proceso
de soldadura eliminando un componente (gas de protección externo).
Hoy en día estos alambres no solo
son utilizados en reparaciones de
equipos, sino también en la construcción de cañerías (“pipelines”) en
campo sin ningún inconveniente y a
una tasa de deposición horaria de
hasta un 50% mayor comparado
31
con el proceso SMAW. Otro factor
importante que debe ser tenido en
cuenta es la fabricación de dispositivos especiales, los cuales automatizan los procesos FCAW o GMAW
logrando soldaduras de elevadas
calidades. En la figura 2 se muestra
un dispositivo, el cual fue diseñado
específicamente para poder funcionar automáticamente cuando se
requiere la reconstrucción de rieles
de vías.
Por ultimo debe mencionarse que
dentro de las desventajas del proceso FCAW-G se encuentran la
regulación fina de los parámetros de
soldadura (corriente, voltaje y “stickout”), los cuales deben realizarse con
equipos confiables. Hasta hace algunos años los diámetros de alambre
era un impedimento, ya que podía
conseguirse en diámetros mayores
que 1,6 mm.
Hoy en día con las nuevas tecnologías
de fabricación pueden obtenerse con
un diámetro de hasta 0,9 mm siendo
de gran utilidad para la soldadura en
espesores finos.
Por todo lo expuesto y por la necesidad de poder realizar trabajos de
mantenimiento de forma segura,
rápida, eficaz y a un menor costo, en
este trabajo se estudia el comportamiento de un tipo de alambre tubular
autoprotegido para la soldadura de
reparación de rieles ferroviarios in-situ
o en campo.
Procedimiento Experimental
Se efectuaron soldaduras sobre
rieles del tipo UIC 860 900A[2], los
cuales mostraban un uso intensivo
en campo. Para poder simular con
mayor precisión un desgaste severo
sobre el hongo del riel se realizó una
entalla mediante mecanizado. Las
figuras 3 y 4 muestran la forma del
riel y de la entalla generada. La tabla
1 muestra el análisis de composición
química, tanto del metal base como
de los consumibles utilizados.
Figura 2| Equipo automático programable utilizado
para la reparación y reconstrucción de rieles por
proceso FCAW
32
Nº 134 2011
Figura 3| Corte transversal riel.
30 mm
90 mm
Figura 4| Entalla realizada sobre el perfil del riel
Debido al elevado contenido de
carbono equivalente (C.E) del metal
base se realizó un análisis predictivo de soldabilidad mediante el
diagrama de Graville[3] el cual determina que el acero base es soldable
pero con limitaciones. El control
para evitar problemas de fisuración
se realizó con un riguroso control de
temperatura de precalentamiento,
temperatura interpasada y control
del hidrogeno difusible.
fue calculada mediante los métodos
predictivos de control de hidrógeno
y Nomograma de Coe[4].
En la tabla 2 se muestran los valores ideales según código AWS D1.1
y WTIA ha tener en cuenta con respecto a las temperaturas de precalentamiento y el control de hidrogeno
para evitar fisuración en frió.
Observando la predicción de las
temperaturas de precalentamiento,
para evitar problemas de fisuración
por hidrogeno y considerando que
en campo las temperaturas recomendadas son difíciles de alcanzar,
se realizaron dos procedimientos
de soldadura diferentes. La diferencia es el uso de una capa cojín de
acero inoxidable austenítico (EPS-1)
que tiene por objetivo disminuir la
fisuración en frió al aumentar la dilu-
ción del hidrogeno en fase austenítica, además de absorber distintos
tipos de inclusiones provenientes del
metal base y actuar como una capa
dúctil con mayor tenacidad.
El revestimiento duro utilizado fue el
mismo en ambos procedimientos,
el cual es una aleación con contenidos de cromo, níquel y manganeso
con una muy buena resistencia al
desgaste compresivo y metal-metal
y buena.
En la tabla 3 se presentan las diferencias entre las dos especificaciones de procedimiento realizados.
Con respecto a los consumibles
puede mencionarse que tanto la
capa base como el relleno fueron
realizados con consumibles con
bajos contenidos de hidrogeno (Hf <
8 ml/100 g de metal depositado).
Las técnicas de soldadura para la
aplicación del material al Cr-Ni-Mo
empleadas fueron las aconsejadas
según WTIA[5], en las cuales se
realiza una serie de cordones transversales al eje del riel en el inicio de
la depresión. Luego se continua,
realizando una pasada longitudinal
demarcando los bordes ha ser reparados. Por ultimo la secuencia de
llenado es utilizar cordones cortos y
en forma transversal desde las puntas hacia el centro de la depresión
Tabla 1 | Composición química metal base y metales de aportes empleados.
Figura 5| Corte del riel donde se realizan los
primeros tres cordones transversales a la depresión
generada.
Norma
Grado
%C
%Si
%Mn
%Cr
%Ni
%Mo
UIC 860
900 A
0,65
0,40
0,85
-
-
-
EN 14700
T Z Fe3
0,15
0,5
1,1
1,0
2,3
0,5
AWS A5.4 E312-15
0,11
0,75
0,90
29,5
9,3
-
%Al
1,4
Tabla 2.
Material base
UIC 900 A
C.E (IIW) Pcm WTIA Control de Hidrogeno Nomograma de COE
0,7
0,68 300 °C
280 °C
> 200 °C
Tabla 3 | Diferencias entre los procedimientos de soldadura empleados
Figura 6| Vista superior del riel donde se indican las
secuencias de pesadas realizadas.
WPS
Consumibles
Temperaturas de precalentamiento
EPS-1
E312-15 + T Z Fe3
120 °C
EPS-2
T Z Fe3
300 °C
Nº 134 2011
33
Tabla 4 | Valores de corriente y voltaje de los consumibles empleados
Consumibles
Corrientes (A)
Voltajes (v)
E312-15
95 – 98
21,5 – 23
T Z Fe3
200 – 240
23 – 25
Tabla 5 | Valores de dureza longitudinal y transversal
Dureza (HRc)
Superficie
Probeta EPS-1
Transversal
31,8
Probeta EPS-2
Transversal
31,2
1
36,1
31,2
31,2
31,2
2
33,2
33,3
31,3
31,3
3
37,5
31,6
31,1
31,2
4
23,2
32,3
31,2
31,2
5
23,1
23,9
6
22,0
23,9
7
22,5
19,1
8
22,0
18,1
alternando el inicio y fin de cada uno
de ellos. Esencialmente esta técnica
tiende a balancear y mejorar la distribución del calor aportado y de las
tensiones residuales.
La técnica de soldadura empleada
para realizar la base o capa cojín fue
con arco corto sin oscilación y en el
rango inferior de las corrientes aconsejadas por el fabricante.
En las figuras 5 y 6 se muestra la
técnica utilizada.
En las figuras 7 y 8 se puede observan una muestra de la soldadura
realizada sobre los rieles.
Para todas las soldaduras se utilizo
una fuente de poder multiproceso
(SMAW, GMAW, FCAW, TIG), los
parámetros de soldadura fueron
verificados con pinza amperomé-
Probeta EPS-1
Longitudinal
31
Probeta EPS-2
Longitudinal
31,1
trica (tabla 4). El precalentamiento se
efectuó con soplón sobre el patín y
los costados del riel tratando de no
direccional la llama sobre el hongo
para evitar contaminaciones de carbono (llama neutra).
Las temperaturas de precalentamiento propuestas fueron controladas con pirómetro de contacto.
Figuras 7 y 8 | Soldadura de alambre autoprotegido
sobre entalla de riel
Resultados
Sobre las probetas obtenidas se
prepararon secciones transversales (figuras 9 y 10) para su análisis
macroscópico, microscópico y análisis de perfiles de dureza.
Para revelar la macroestructura, se
utilizó una solución de Nital al 10%
y Nital al 2% para las microestructuras, recomendada para el ataque de
aceros al carbono [6].
Figura 9 | sección transversal riel
Figura 11| Macrografía EPS-2
Figura 12 | Macrografía EPS-1
Figura 10 | cortes transversales riel
34
Nº 134 2011
En el análisis de las características
de fusión, definidas por: penetración, interfases y microestructuras,
se utilizó microscopía óptica y analizador de imágenes
Por ultimo se realizaron perfiles de
dureza longitudinal y transversal
(HRc), los puntos fueron tomados
desde la superficial del riel a intervalos de 3 mm cada uno en la dirección
transversal; y con el mismo intervalo
sobre la soldadura realizada en la
dirección longitudinal. En la tabla 5
se muestran los perfiles de dureza
obtenidos de metal base, ZAC y
metales de soldadura.
Figura 13| interface metal base – aporte duro
las macrografías obtenidas donde
se pueden observar los diferentes
materiales aportados.
Figura 14| interface capa base – aporte duro
En la figuras 13 y 14 se muestran dos
metalografías en las interfaces metal
base – aporte duro y metal de capa
base – aporte duro a 400x.
c
En la figura 15 se muestra un perfil
de las microestructuras obtenidas
en un corte perpendicular al riel,
empezando desde el metal base y
terminando en la superficie, donde
se realizo la reparación.
b
a
Figura 15.a| perfil microestructural tomado desde el
material base hasta el metal de aporte duro. 100x
Figura 15.b| microestructura en interface y superficie
a 400x.
Discusión
De los resultados obtenidos se
puede observar que la dureza
sobre los materiales aportados
se mantiene constante en toda la
superficie y en el perfil transversal
del riel (tabla 5).
No se observan discontinuidades en
las interfases metal base-inoxidableaporte duro y metal base-aporte
duro.
Las ZAC en ambos procedimientos
y con los distintos materiales utilizados no presentan un crecimiento
de grano desmedido o microestructuras susceptibles al fenómeno de
fisuración en frió.
Los cordones logrados muestran
una buena simetría con penetración
y sin escoria atrapada.
Las interfaces se encuentran libres
de carburos agrupados con una
buena transición del metal base al
metal aportado.
Conclusiones
Las soldaduras realizadas sobre
rieles con proceso FCAW-G muestran una dureza uniforme sobre toda
la superficie con una velocidad de
deposición muy superior a la obtenida con electrodos revestidos. Son
de arco muy estable y suave cuando
es controlada la tensión de trabajo.
Si bien ambas especificaciones
de procedimiento cumplen con la
obtención de interfaces libres de
defectos y ZAC sin microestructuras
frágiles, la diferencia se encuentra
en las temperaturas de precalentamiento utilizadas, las cuales difieren en un 60%. Este aspecto es
no menor cuando las reparaciones
deben realizarse in-situ y en donde
realizar precalentamientos cercanos
a los 300 °C es una tarea difícil que
consume tiempo extra.
En consecuencia, el procedimiento
de soldadura que utiliza capa base
como intermediaria entre el metal
base y el metal duro aportado (EPS01), presenta la dureza deseada sin
indicaciones en las interfaces y con
un precalentamiento menor; lo cual
lo convierte en el procedimiento más
recomendable cuando se deban
realizar reparaciones en campo.
Referencias:
[1] CNRT
[2] DIN 536/1991
[3] B.A. Graville, B.A. Welding of
HSLA (microalloyed) structural steels, Proceeding of International
Conference, American Society for
Metals, 1976, p 85-101.
[4] Graville, B.A survey review of weld
metal hydrogen cracking, Welding in
the World, 24 (19863), p 190-198.
[5] WTIA
[6] ASM Handbook Volume 6: Welding, brazing and soldering, American Society of Metals, 1994

134|2011 - ESAB Argentina

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