EFECTO DE LAS VARIABLES DE PROCESO EN EL METAL DE APORTE PURO FERR TICO DEPOSITADO CON UN ALAMBRE TUBULAR METAL-CORED E111T5-K3

CONGRESO CONAMET/SAM’04
EFECTO DE LAS VARIABLES DE PROCESO EN EL METAL DE
APORTE PURO FERRÍTICO DEPOSITADO CON UN ALAMBRE
TUBULAR METAL-CORED E111T5-K3
Hernán G. Svoboda(1,2), N. M. Ramini de Rissone(3), E. Surian(4) y L. de Vedia(1,5)
(1)
Universidad de Buenos Aires, Facultad de Ingeniería, Dpto. Ing. Mecánica, Paseo Colón 850, Buenos Aires,
Argentina.
(2)
Universidad de Buenos Aires, Facultad de Ingeniería, Laboratorio de Materiales y Estructuras, Las Heras
2214, Buenos Aires, Argentina.
(3)
Universidad Tecnológica Nacional, Fac. Reg. San Nicolás, DEYTEMA, San Nicolás, Argentina.
(4)
Universidad Nacional de Lomas de Zamora, Facultad de Ingeniería, Secretaría de Investigación, Lomas de
Zamora, Argentina.
(5)
Universidad Nacional de San Martín – CNEA, Instituto de Tecnología Prof. Jorge Sábato, San Martín,
Argentina.
RESUMEN
Se estudiaron los depósitos de soldadura realizados con un alambre tubular del tipo ANSI-AWS E111T5-K3 del
sistema C-Mn-Ni-Mo, del tipo “metal-cored”, con baja generación de escoria. Se analizaron distintas
configuraciones operativas con dos niveles de aporte térmico (1kJ y 1,5kJ) y dos tipos de gases de protección
(CO2 y Ar-20%CO2) y dos posiciones de soldadura (bajo mano y vertical ascendente). El metal de aporte puro
resultante de las distintas configuraciones de proceso se caracterizó química, estructural y mecánicamente,
evaluándose el efecto de las distintas condiciones de proceso. La microestructura está compuesta
fundamentalmente por FS(NA) y AF. Para similares valores de dureza y resistencia se observaron buenos
valores de tenacidad, que presentaron poca variación con las variables de proceso estudiadas.
Palabras Claves: metal de aporte puro, alambre tubular metal-cored, ferrita acicular, tenacidad
1. INTRODUCCIÓN
En el último tiempo se han realizado numerosos
estudios sistemáticos sobre metales de aporte puro
ferríticos obtenidos con electrodos manuales
revestidos, pero pocos se han llevado a cabo sobre
alambres tubulares, en particular en el sistema C-MnNi-Mo. Este tipo de alambres provee una excelente
combinación de productividad y propiedades
mecánicas, respecto de otros consumibles, por lo que
se constituyen en una alternativa tecnológica
sumamente interesante, en particular los metal-cored
por su muy baja generación de escoria.
El objetivo de este trabajo es estudiar
sistemáticamente el metal de aporte puro ferrítico de
alta resistencia obtenido con un alambre tubular con
relleno metálico para distintas condiciones de proceso.
En este sentido, se buscó establecer las relaciones
existentes entre variables de proceso, microestructura
y propiedades mecánicas, además de generar
información relevante tanto para el usuario como para
el fabricante, a fin de desarrollar criterios más
racionales para la utilización y diseño del consumible.
2. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
En el presente trabajo se estudió un alambre tubular
clasificado según la norma ANSI-AWS A5.29-98
E111T5-K3. Las variables de proceso estudiadas
fueron el gas de protección, el calor aportado y la
posición de soldadura. Para ello se soldaron ocho
probetas de metal de aporte puro según lo indicado en
la mencionada norma con las siguientes
configuraciones de proceso: alto calor aportado (2
pasadas por cada capa) con CO2 como gas de
protección, bajo calor aportado (tres pasadas por cada
capa) con el mismo gas, alto calor aportado con
mezcla Ar-20%CO2 como gas de protección y bajo
calor aportado con la misma mezcla de gases, todas en
posición bajo mano. A su vez, se soldaron otras cuatro
probetas con las mismas configuraciones en posición
vertical ascendente. Las probetas se identificaron con
tres caracteres asociados a las variables estudiadas: C:
CO2, A: Ar-CO2, 2: dos pasadas por capa, 3: tres
pasadas por capa, F: bajo mano, V: vertical
ascendente.
La corriente de soldadura varió entre 145-265 A, la
tensión de arco entre 20-30V y el calor aportado se
mantuvo entre 1 y 2 kJ/mm, para las distintas
condiciones de soldadura. La temperatura
de
precalentamiento y entre pasadas fue de 150ºC. El
stick-out fue de 20 mm y el caudal de gas de 20
L/min.
El metal de aporte puro obtenido de cada probeta se
caracterizó estructuralmente, cuantificando
la
macroestructura en la zona de la entalla de Charpy y
los microconstituyentes en la zona columnar del
último cordón. A su vez, se determinó la composición
química del metal de aporte puro y se midió el
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contenido de O y N en el metal depositado. Además se
caracterizó mecánicamente, midiendo las propiedades
de dureza, tracción e impacto obteniéndose la curva de
transición dúctil-frágil entre 20 y –80ºC. En la figura 1
se puede ver un cupón soldado y las probetas extraídas
para metalografía, tracción e impacto.
soldadura ni del gas de protección. En cuanto a la
dureza promedio se observó un aumento al disminuir
el calor aportado (3 pas/capa), al soldar en vertical y
con el gas de protección solamente al soldar en
posición bajo mano.
Figura 1. Cupón soldado y extracción de probetas.
Figura 2. Corte metalográfico de la probeta C3V.
3. RESULTADOS
En la tabla I se observan los resultados obtenidos en la
determinación de la composición química del metal de
aporte puro, en porcentaje en peso. A su vez, se
observa el resultado de la determinación del contenido
de O en partes por millón.
Tabla I. Composición química del metal de aporte
puro de las distintas probetas.
C2F
C3F
A2F
A3F
C2V
C3V A2V
A3V
C
0.049 0.047
0.052 0.047 0.058 0.058 0.066
0.061
Si
0.38
0.41
0.47
0.45
0.38
0.53
0.48
0.50
Mn 1.62
1.66
1.81
1.76
1.62
1.72
1.82
1.81
Mo 0.71
0.73
0.70
0.71
0.73
0.69
0.74
0.74
Ni
2.17
2.17
2.13
2.13
2.16
2.04
2.16
2.18
O*
707
715
734
716
752
749
680
639
Tabla II. Macroestructura, dureza y calor aportado de
las probetas del alambre MC.
Probeta HI (kJ/mm) ZR (%) ZC(%) HVm
C2F
C3F
A2F
A3F
C2V
C3V
A2V
A3V
1.9
1.1
1.9
1.2
1.5
1.2
1.7
0.8
42
23
42
30
42
30
49
38
58
77
58
70
58
70
51
62
274
283
284
293
290
315
281
314
En la figura 3 se puede ver la microestructura de la
zona columnar del último cordón de la probeta A3V,
observándose una estructura fina con productos de
transformación de baja temperatura.
*ppm
En general se observa que el C, Si y Mn aumentan
levemente al utilizar la mezcla rica en Ar como gas de
protección. El mismo efecto se ve al soldar en vertical
ascendente. En cuanto a los valores de oxígeno no se
observa variación para las probetas soldadas en
posición bajo mano, mientras que para las soldadas en
vertical disminuye el oxígeno al soldar con la mezcla
rica en Ar.
En la figura 2 se puede ver un corte metalográfico de
la probeta C3V, donde se observan los distintos
cordones realizados.
En la tabla II se observa la distribución de la
macroestructura en la zona de la entalla de Charpy,
junto con los valores de dureza Vickers (HVm)
promedio y el calor aportado (HI), para cada una de
las probetas. Se observa una clara tendencia de
aumento de la zona columnar (%ZC) al disminuir el
calor aportado (3 pasadas por capa). A su vez no se
detectaron variaciones en función de la posición de
Figura 3. Microestructura A3F, Zona columnar,
último cordón (500x).
En la tabla III se pueden ver los resultados de la
cuantificación microestructural realizada sobre las
distintas probetas en la zona columnar del último
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Probeta
C2F
C3F
A2F
A3F
C2V
C3V
A2V
A3V
AF
%
26
23
16
21
31
8
21
19
PF(G)
%
5
3
0
1
0
0
0
0
PF(I)
%
18
14
9
16
13
7
22
13
FS(NA)
%
FS(A)
%
48
56
75
60
47
84
53
65
3
4
0
2
9
1
4
3
En general puede verse un aumento de la fracción de
FS al disminuir el calor aportado. Sin embargo no se
identifican
variaciones
sistemáticas
de
la
configuración microestructural en función de las
variables estudiadas.
En la tabla IV se pueden observar los resultados
obtenidos del ensayo de tracción. Las tensiones se
expresan en MPa.
Tabla IV. Resultados del ensayo de tracción
C2F
C3F
A2F
A3F
C2V
C3V
A2V
A3V
σUTS*
812
801
866
815
834
858
861
929
σ Y*
594
695
619
739
639
768
809
902
*MPa, **(%)
Se puede ver que tanto la resistencia a la tracción
como el límite de fluencia aumentan al utilizar la
mezcla rica en Ar, así como al disminuir el calor
aportado y al soldar en vertical. Asimismo se observa
una mayor sensibilidad del límite de fluencia a las
variables estudiadas, estableciéndose una diferencia
300 MPa entre el menor y mayor valor medido.
En la figura 4 se pueden observar las curvas de
Charpy obtenidas para cada probeta entre 20 y -80ºC.
Se puede ver que las curvas presentan una forma
relativamente aplanada sin mostrar una transición
abrupta. A su vez se observa que el metal depositado
con este consumible es poco sensible a las variaciones
de las condiciones de proceso, dado que la dispersión
de los resultados es de alrededor de 25 J en todo el
intervalo de temperaturas estudiado.
En general las probetas soldadas con mayor aporte
térmico (2 pas/capa) presentaron un mejor
comportamiento al impacto en todo el intervalo de
temperaturas. La probeta A3F presentó la mayor
energía absorbida y la C3V la menor, en todo el
intervalo de temperaturas.
80
70
Energia Absorbida (J)
Tabla III. Cuantificación microestructural en la zona
columnar del último cordón.
Asimismo no se observó un comportamiento
sistemático en función del gas de protección ni de la
posición de soldadura.
60
C2F
C3F
50
A2F
40
A3F
C2V
30
C3V
20
A2V
A3V
10
0
-100 -80 -60 -40 -20
0
20
40
Temperatura (ºC)
Figura 4. Curvas de Charpy entre –80 y 20ºC.
4. ANÁLISIS Y DISCUSIÓN
Se ha encontrado que el gas de protección puede
afectar el contenido de oxígeno [1] y asociado a esto
el contenido de elementos de aleación, en particular
aquellos que se encuentran involucrados en las
reacciones de desoxidación del metal de soldadura
como el Mn y el Si [2]. Para evaluar el efecto del gas
de protección empleado se emplea el concepto de
potencial de oxidación del gas, que se define según la
ecuación (1) [3].
POX = O2 + ½ CO2
(1)
En este sentido el potencial de oxidación del CO2 es
50 y el de la mezcla rica en Ar es 10. En la figura 5 se
puede la relación entre el contenido de oxigeno en el
metal de aporte puro en función del potencial de
oxidación del gas de protección.
760,0
Contenido de oxígeno (ppm)
cordón. En dicha tabla puede verse que la fase
preponderante en la microestructura es la ferrita con
segundas fases (FS) encontrándose también ferrita
acicular (AF) y ferrita poligonal intragranular PF(I).
El contenido de ferrita poligonal en borde de grano
PF(G) es bajo y desaparece para las probetas soldadas
en vertical.
740,0
720,0
700,0
680,0
660,0
640,0
620,0
0
10
20
30
40
50
60
Potencial de oxidación del gas
Figura 5. Contenido de oxígeno vs. Potencial de
oxidación del gas de protección.
Se observa una amplia dispersión de los resultados
medidos para las probetas soldadas la mezcla rica en
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2.4
2.2
2
1.8
1.6
1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
Mn
Si
C2F C3F A2F A3F C2V C3V A2V A3V
Probetas
Figura 6. Contenido de Mn y Si para las distintas
probetas soldadas.
En dicha figura puede verse que el contenido de C se
incrementó levemente al soldar en posición vertical,
con una mayor dispersión en los resultados medidos
en dicha posición.
Estos observaciones respecto de las variaciones de la
composición química del metal de soldadura con las
variables estudiadas son importantes dado que la
concentración de elementos de aleación modifica el
desarrollo estructural y las propiedades mecánicas
asociadas.
En cuanto a la macroestructura, se puede ver que el
porcentaje de zona columnar en la zona de la entalla
de la probeta de Charpy disminuye a medida que
aumenta el calor aportado, esto se ha reportado en la
literatura [5] y se ha observado en las probetas
soldadas con los otros consumibles estudiados y
estaría asociado con la distribución de los cordones al
soldar con 3 pasadas por capa (bajo calor aportado)
donde sobre la zona central queda un cordón. Este
efcto no se da al depositar dos pasadas por capa (alto
aporte térmico). En la figura 8 se puede ver dicho
efecto.
Porcentaje de zona columnar (%)
Concentración (wt%)
Ar, mientras que para las probetas soldadas con CO2
dicha dispersión es menor. A su vez, se tiene una
tendencia de aumento del contenido de oxígeno al
utilizar CO2. Dicha tendencia es esperable dado que al
soldar con un gas con mayor potencial de oxidación
mayor es la presión parcial de oxígeno en la atmósfera
del arco, por lo que el nivel de oxígeno en el metal de
soldadura sería mayor [3]. Sin embargo para los
alambres tubulares, en particular los metal-cored que
poseen muy baja escoria se ha observado un
comportamiento no sistemático en este aspecto [3,4].
Como se mencionó anteriormente, el efecto del gas de
protección en el contenido de oxígeno está asociado
con el contenido de Mn y Si. En la figura 6 se ve
como varía el contenido de estos elementos para las
distintas probetas soldadas, observándose que se
presenta un aumento del contenido de los mismos al
soldar con la mezcla rica en Ar.
80
75
70
65
60
55
50
45
0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2
Contenido de Carbono (wt%)
Asimismo se observa un leve aumento de dichos
elementos al soldar en posición vertical. Este hecho
estaría asociado a con características propias del
proceso, ya que la corriente de soldadura es menor, la
velocidad y la oscilación del cordón son mayores.
0.07
0.065
0.06
0.055
0.05
0.045
0.04
0.8
1
1.2
1.4
1.6
1.8
2
2.2
Posición de soldadura (1=F, 2=V)
Figura 7. Contenido de carbono en función de la
posición de soldadura.
En este sentido se observó un efecto más marcado de
la posición de soldadura en el contenido de carbono,
como puede verse en la figura 7.
Calor aportado (kJ/mm)
Figura 8. Porcentaje de zona columnar vs. Calor
aportado.
No se observaron variaciones de los porcentajes de
zonas primaria y recristalizada en función de la
posición de soldadura ni en función del gas de
protección utilizado.
En cuanto a la microestructura se tiene que en las
probetas soldadas bajo mano al aumentar el contenido
de Mn disminuye la cantidad de AF y aumenta la de
FS(NA), mientras que la poca PF(G) desaparece. Esto
está asociado con un aumento de la templabilidad del
material. En la figura 9 se puede ver este efecto.
Los mayores contenidos de Mn se produjeron en las
probetas soldadas con la mezcla rica en Ar, por lo que
dichas probetas presentan una mayor proporción de
FS(NA) y menor de AF, en consistencia con lo
mencionado anteriormente.
Por otro lado para las probetas soldadas en vertical no
se observa esta relación con el contenido de Mn.
La probeta 4C3V, que presenta el menor contenido de
AF y el máximo de FS(NA), si bien no difiere
significativamente en el contenido de Mn, presenta el
mayor valor de C y de Si, mientras que los contenidos
de Ni y Mo son los mínimos medidos.
80
AF
FS(NA)
90
70
Porcentaje de AF y FS(NA) (%)
Porcentaje de microconstituyente
CONGRESO CONAMET/SAM’04
60
50
40
30
20
10
80
AF
FS(NA)
70
60
50
40
30
20
10
0
0
1.6
1.65
1.7
1.75
1.8
1
1.85
1.2
1.6
1.8
Calor aportado (kJ/mm)
Contenido de Mn (wt%)
Figura 9. Variación del contenido de AF y FS con el
contenido de Mn para las probetas soldadas bajo
mano.
1.4
Figura 10. Porcentaje de AF y FS vs. Calor aportado
(HI) para las probetas soldadas en vertical.
Resistencia/Dureza (MPa/HV)
1000
En general, excepto la probeta mencionada, las
variaciones observadas de la configuración
microestructural no fueron muy severas al modificarse
las variables de estudio. Esto muestra que este
consumible no es demasiado sensible a las variaciones
en los parámetros de soldadura dentro del rango
estudiado de dichas variables.
No se observaron variaciones sistemáticas en función
del gas de protección utilizado. En la probetas
soldadas bajo mano, al utilizar la mezcla rica en Ar se
obtuvo un mayor porcentaje de FS(NA).
La fracción de PF(G) fue baja en todas las probetas,
pero en particular al soldar en posición vertical la
PF(G) se anuló. Sin embargo la PF(I) se mantuvo para
todas las probetas entre 10 y 20%.
En cuanto al efecto del calor aportado sobre la
microestructura se tiene que las probetas soldadas en
posición bajo mano no mostraron variaciones
sensibles de los componentes microestructurales al
variar el HI. Sin embargo, para las probetas soldadas
en vertical se puede ver que al disminuir el calor
aportado disminuye la AF y aumenta la FS(NA). Esto
es consistente con que la velocidad de enfriamiento es
mayor al disminuir el HI, dando como resultado
mayor porcentaje de productos de transformación de
menor temperatura. En la figura 10 se puede ver el
efecto del HI mencionado.
Respecto de las propiedades mecánicas las probetas
soldadas con la mezcla rica en Ar resultaron con
mayor limite 0,2% y mayor resistencia a la tracción.
Esto estaría asociado al mayor contenido de C, Mn y
Si. A su vez, se observó un aumento de ambos
parámetros con la disminución del calor aportado.
Esto estaría asociado a la mayor velocidad de
enfriamiento producida en los depósitos soldados con
menor calor aportado dando lugar a la formación de
microconstituyentes de menor temperatura y mayor
dureza.
Las probetas soldadas en vertical resultaron con mayor
resistencia, principalmente respecto del límite 0,2%. A
su vez se observó una relación entre el contenido de
FS(NA) y los valores de dureza, límite de fluencia y
resistencia a la tracción. En la figura 11 se puede ver
esta relación.
900
800
700
600
500
400
300
200
100
HV
R0,2%
Ruts
0
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
Porcentaje de FS (%)
Figura 11. Porcentaje de FS(NA) vs. Dureza, Límite
de fluencia y Resistencia a la tracción.
Se observa una mejor correlación con la resistencia a
la tracción que con el límite 0,2%, donde nuevamente
se observó una dispersión más amplia. En las
ecuaciones (2) y (3) se expresan las relaciones de la
resistencia a la tracción y la dureza con el porcentaje
de FS.
σUTS = 1.3328(%FS) + 754.33
(2)
HVm = 0.7517(%FS) + 245.9
(3)
En cuanto a la tenacidad el comportamiento de las
probetas soldadas con CO2 difiere sustancialmente del
de las probetas soldadas con la mezcla rica en Ar, por
lo que se realizó un análisis independiente para cada
caso. Como puede verse las variaciones en los
distintos parámetros del proceso estudiados afectan
simultáneamente de diversas formas el desarrollo
microestructural,
estando
dichos
factores
microestructurales íntimamente relacionados entre sí.
Esto se refleja finalmente sobre las propiedades
medidas en el metal depositado. Estas propiedades no
son más que el resultado de la interacción simultánea
de los efectos mencionados. En este sentido el análisis
individual de algún parámetro no tiene muchas veces
eficacia en la predicción de las propiedades finales por
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Energìa absorbida (J) a -60ºC estimada
lo que debe encararse un análisis integral
considerando todos los efectos producidos y su
interacción. De esta forma se relacionaron los diversos
efectos analizados arriba a fin de estimar un parámetro
controlante de la tenacidad que involucre tanto la
composición, los porcentajes de las zonas primaria y
secundarias, las fracciones de los microconstituyentes
medidos en el último cordón y los tamaños de grano
de las distintas zonas.
Los diversos elementos analizados se incorporaron a
un modelo que se constituye como una estimación
más racional de lo que sucede microestructuralmente
en la zona de la entalla. Se desarrollaron dos
expresiones independientes para las probetas soldadas
con CO2 y para las soldadas con la mezcla rica en Ar,
dado que como se mencionó, se observaron
comportamientos diferentes para ambos casos.
En la figura 12 se puede ver el resultado de la
aplicación del modelo desarrollado para estimar la
tenacidad del metal de aporte puro de las distintas
probetas estudiadas a –60°C, comparándose los
valores de energía medidos con los correspondientes
valores estimados.
65
60
55
50
45
40
35
30
25
20
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
Energía absorbida (J) en CVN a -60ºC
Figura 12. Energía absorbida (J) en CVN a –60ºC vs.
Energía absorbida (J) a –60ºC estimada.
Las expresiones del modelo desarrollado están dadas
por la ecuación (4) para las probetas soldadas con CO2
y por la (5) para las soldadas con la mezcla Ar20%CO2. Como se puede ver en la figura 12 se obtuvo
una muy buena correlación entre los valores medidos
y los estimados.
E (-60ºC) Ar- CO2 = 0.01 %ZCol [ -30+2.3%AF2%PF(G)-1.1%FS(A)+0.3%FS(NA)] + 0.2%ZR +
10HI – 180[1.75-%Mn] + 17
(4)
E (-60ºC) CO2 = 0.01 %ZCol [ -30+1.9%AF-2%PF(G)1.1%FS(A)+0.3%FS(NA)] + 0.2%ZR – 50[1.6%Mn] + 15
(5)
oxidación del CO2. El contenido de oxígeno, en las
probetas soldadas en vertical, aumentó al soldar con
CO2. Sin embargo este efecto no se detectó para las
probetas soldadas bajo mano.
- El porcentaje de zona columnar disminuye al
aumentar el calor aportado debido principalmente a la
disposición de los cordones en la junta. En las
probetas soldadas bajo mano, al aumentar el contenido
de Mn aumenta la FS(NA) y disminuye la AF,
relacionado con un aumento de la templabilidad del
material. En las probetas soldadas en vertical al
aumentar el calor aportado aumenta la AF y
disminuye la FS(NA), debido a una menor velocidad
de enfriamiento.
- La dureza aumenta levemente al disminuir el calor
aportado, asociado a la mayor velocidad de
enfriamiento para las probetas soldadas con menor HI,
que produce productos de transformación de mayor
dureza. La dureza de probetas soldadas en vertical fue
superior, asociada con la mayor fracción de
microconstituyentes de menor temperatura de
transformación. Las probetas soldadas con la mezcla
rica en Ar mostraron una dureza levemente superior
debido a que el contenido de aleación en estas
probetas fue mayor. Los resultados obtenidos para la
resistencia a la tracción y el límite 0,2% son
consistentes con los obtenidos en la dureza. Para el
límite 0,2% se tuvo mayor dispersión en los valores.
- En general el comportamiento al impacto de las
distintas probetas fue bueno. No se observa una gran
variación de la energía absorbida en el ensayo de
Charpy al disminuir la temperatura. La energía
absorbida disminuye al soldar en vertical ascendente,
y en general aumenta con el calor aportado.
- La tenacidad del metal de aporte puro está
controlada por la interacción de parámetros
microestructurales.
Estos
factores
quedan
determinados por las condiciones de proceso que
afectan la composición final del metal de aporte puro
y por el calor aportado que afecta la velocidad de
enfriamiento del material. Se desarrolló un modelo
experimental que involucra a todos estos factores
microestructurales
mencionados
y
estima
satisfactoriamente la energía absorbida en el ensayo
de Charpy a –60ºC.
6. REFERENCIAS
[1] Lancaster, J.F., Welding Metallurgy, 4° Ed., Allen
& Unwin, Londres, 1987, 53-69.
[2] M. Uda y S. Ohno, 1973, Trans. Natl. Res. Inst.
Metals, 15, 20.
[3] N. Stenbacka, Svetsen, Special Issue 1E, 1990, pp.
49-53.
5. CONCLUSIONES
[4] S.Liu y D. Olson, Welding Journal, Junio 1986,
139s.
- Los contenidos de C, Mn y Si disminuyen levemente
al soldar con CO2 debido al mayor potencial de
[5] G. Evans, N. Bailey, “Metallurgy of Basic Weld
Metal”, Abington Publishing, 1997, England.