Ver/Abrir

UNIVERSIDAD DE LA HABANA
INSTITUTO DE CIENCIA Y TECNOLOGÍA DE LOS MATERIALES
ESTUDIO Y VALORACIÓN DEL PROCEDIMIENTO DE
SOLDADURA (TIG) EN LÁMINAS DE ALEACIÓN DE
ALUMINIO AW5086
TESIS PRESENTADA EN OPCIÓN AL TÍTULO ACADÉMICO
DE MÁSTER EN CIENCIA Y TECNOLOGÍA DE LOS
MATERIALES
AUTOR: Ing. Jorge Luis Antunez
TUTOR: Dr. René Collazo Carceller
Cabimas, Venezuela 2014
ESTUDIO Y VALORACIÓN DEL PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA (TIG) EN
LÁMINAS DE ALEACIÓN DE ALUMINIO AW 5086
__________________________
Ing. Jorge Luis Antunez Q.
C.I: 12.305.322
Dirección: Venezuela, Estado Zulia. Maracaibo,
Urbanización El Portal, Avenida 12 No. 50-24
Teléfono: 0414-6674955
Correo Electrónico: [email protected]
Tutor:
____________________________
Dr. René Collazo Carceller
Correo Electrónico: [email protected]
DEDICATORIA
A Dios, que todo lo ve y todo lo sabe, gracias por permitirme alcanzar otra de mis
grandes metas.
A mi Madre Leyde, por su amor y por enseñarme siempre que a través del esfuerzo y
la dedicación no existen sueños que no podamos alcanzar.
A mi Padre Jorge, por ser mi mejor maestro, por brindarme siempre el apoyo
necesario y por inculcarme el trabajo, la rectitud y el respeto como base fundamentales
de la vida.
A mi Esposa Evelyn, por su
gran amor, por compartir a mi lado la maravillosa
aventura de vivir, por apoyarme en todas las metas que me trazo, por su paciencia
durante todos estos años y por estar siempre allí dispuesta a brindarme en todo
momento su apoyo y su compresión.
A mis Hijos Jorge Enrique y Estefany, quienes son el motor que me impulsan a
seguir superándome y que son parte de este esfuerzo, que juntos alcanzamos la meta
trazada y que mi ejemplo los motive a luchar para alcanzar sus metas.
A mis Hermanos, Jorge Ernesto, Jorge Alberto y Leyde Karina, por estar siempre allí,
dispuestos a tenderme la mano y ofrecerme su ayuda incondicional y que mi ejemplo
los motive a seguir superándose.
A mis Abuelos (QEPD), Tíos, Primos, y Sobrinos por confiar en mí y por estar
siempre dispuestos a ayudarme.
A mis Suegros, Mariela y Leonardo, por su constante apoyo y paciencia durante
todos estos años.
A mis Cuñados, por creer en mí y que mi ejemplo los motive a esforzarse por sus
metas trazadas.
Ing. Jorge Antunez
AGRADECIMIENTO
Deseo expresarle mi más sincero agradecimiento a la Universidad de la Habana, al
Instituto Universitario de Tecnología de Cabimas (IUTC), y en especial al Instituto de
Ciencia
y
Tecnología
de
Materiales
(IMRE),
por
permitirme
desarrollar
los
conocimientos adquiridos dentro de sus instalaciones.
Mi mas sincero agradecimiento a todas aquellas personas que de una u otra forma
contribuyeron para la realización de este trabajo, en especial al Dr. René Collazo por su
excelente asesoría para el logro del mismo, al Dr. Carlos Lariot por su dedicación con
todos los maestrantes para lograr la culminación de los trabajos de Tesis, a la Dra.
Yajaira Alvarado por el apoyo en la asesoría brindada y a todos aquellos profesores que
con sus aportes contribuyeron a mi formación académica.
Ing. Jorge Antunez
RESUMEN
La presente investigación tiene como objetivo determinar la influencia de los cambios
morfológicos de la aleación de aluminio AW 5086 en los cambios de las propiedades
mecánicas del conjunto soldado, al variar el régimen de soldadura. Para ello se
elaboraron 4
probetas de Aleación de Aluminio 5086-H116 soldadas con Bisel
mediante proceso GTAW a través de cuatro corridas donde se combinaron diferentes
amperajes y flujos, siendo así que para la corrida I se usó 150 A y un flujo de 8 l/min, en
la corrida II se usó 150 A y flujo de 18 l/min, para la corrida III se usó 210 A y un flujo
de 8 l/min y finalmente en la corrida IV se aplicó 210 A y flujo de 18 l/min.
Posteriormente se realizaron ensayos de tracción, doblez y
dureza;
además de
análisis metalográfico de cada una de las probetas ensayadas. Se pudo determinar que
la mejor corrida fue la I con 150 A y 8 l/min, ya que con este amperaje y flujo se
alcanzaron las mejores propiedades mecánicas tanto en el cordón de soldadura como
en la zona afectada térmicamente. Del análisis metalográfico se concluye que en
términos generales en soldadura de aleación de aluminio no tratable térmicamente
5086 H-116, entre los componentes microestructurales están el precipitado de siliciuro
de magnesio (Mg2Si) y partículas finas del compuesto intermetálico Mg 2Al3, las cuales
se encuentran dispersas en una matriz de magnesio en aluminio.
ABSTRACT
This research aims to determine the influence of the morphological changes of
aluminium alloy 5086 AW on the mechanical properties changes of the welded joint,
changing the regime of welding. To do this, 4 specimens of aluminium alloy 5086-H116
welded with bezel through the GTAW process through four runs combining different
amperages and flows, so that in the run I 150 A and 8 l/min flow was applied, in the run
II 150 A and 18 l/min flow was applied, in the run III 210 A and 8 l/min flow was applied,
and finally in the run IV 210 A and flow of 18 l/min was applied. Later tests of traction,
bending and hardness were carried out; as well as metallographic analysis on each of
the tested specimens. It was determined that the best run was the run I with 150 A and 8
l/min, since with this amp and flow the best mechanical properties both in the welding
seam and in the heat affected zone were reached. From the metallographic analysis, it
was concluded that in general terms in welding of aluminum alloy without heat treatment
5086 H-16, among the microstructural components found are magnesium silicide
(Mg2Si) precipitate and thin particles of the intermetalic compound Mg 2Al3, which are
dispersed in a matrix of magnesium in aluminum.
ÍNDICE
Pág.
DEDICATORIA
AGRADECIMIENTO
RESUMEN
ABSTRACT
INTRODUCCIÓN
CAPITULO 1. MARCO TEÓRICO
1.1. INTRODUCCIÓN
1.2. EL ALUMINIO Y SUS ALEACIONES
1.2.1. DESIGNACIÓN PARA ALEACIONES DE ALUMINIO
1.2.2. CLASIFICACIÓN DE LAS ALEACIONES DE ALUMINIO
1.2.2.1 ALEACIONES DE ALUMINIO TRATABLES TÉRMICAMENTE
1.2.2.2 ALEACIONES DE ALUMINIO NO TRATABLES TÉRMICAMENTE
1.2.2.3 ALEACIÓN DE ALUMINIO 5086
1.2.2.4 TRATAMIENTO H116
1.3. SOLDABILIDAD DEL ALUMINIO
1.3.1. FORMACIÓN DE ÓXIDOS
1.3.2. SOLUBILIDAD DEL HIDRÓGENO
1.3.2.1 POROSIDAD
1.3.3. AGRIETAMIENTO EN CALIENTE
1.3.4. CONDUCTIVIDAD ELÉCTRICA
1.3.5. CARACTERÍSTICAS TÉRMICAS
1.3.6.INFLUENCIA DE LOS ELEMENTOS ALEANTES EN LAS
PROPIEDADES DE LAS ALEACIONES DE ALUMINIO
1.4. PROCESO DE SOLDADURA GTAW (TIG)
CAPÍTULO 2. MATERIALES Y MÉTODO
2.1. INTRODUCCIÓN
2.2. OBTENCIÓN DE PROBETAS DE ALUMINIO AW5086 Y ELECTRODOS
UTILIZADOS
2.3. PROCESO DE SOLDADURA
2.4. COMPOSICIÓN DEL PLAN DE EXPERIMENTO
2.5. FASES, ESTRUCTURA Y MORFOLOGÍA DE LOS DEPÓSITOS
2.5.1. ENSAYO DE DUREZA DE LAS LÁMINAS
2.5.2 ANÁLISIS METALOGRÁFICO
2.5.3. ENSAYO DE TRACCIÓN
2.5.4. ENSAYO DE DOBLEZ
2.5.5. PROCEDIMIENTO PARA LA REALIZACIÓN DE LA METALOGRAFÍA
CUANTITATIVO
2.5.6. CANTIDAD DE GRANOS
CAPÍTULO 3. INFLUENCIA DE LA MORFOLOGÍA DE LOS DEPÓSITOS DE
SOLDADURA CON RELACIÓN A LA RESISTENCIA MECÁNICA
3.1. INTRODUCCIÓN
3.2. GRÁFICAS DE DUREZA
11
12
13
15
16
19
20
21
21
22
22
23
23
24
24
25
28
30
30
32
37
38
38
40
42
45
46
46
47
47
3.3. GRÁFICAS DE ENSAYO DE TRACCIÓN
3.4. GRÁFICAS DE ENSAYO DE DOBLEZ
3.5. FASES Y ESTRUCTURAS DE LOS DEPÓSITOS
3.5.1. MICROESTRUCTURAS CON 150 A Y FLUJO DE ARGÓN DE 8 I/MIN
3.5.2. MICROESTRUCTURAS CON 150 A Y FLUJO DE ARGÓN DE 18 I/MIN
3.5.3. MICROESTRUCTURAS CON 210 A Y FLUJO DE ARGÓN DE 8 I/MIN
3.5.4. MICROESTRUCTURAS CON 210 A Y FLUJO DE ARGÓN DE 18 I/MIN
3.6. DISEÑO ESTADÍSTICO DE LAS MUESTRAS
3.6.1. ANÁLISIS ESTADÍSTICO PARA LA RESISTENCIA A LA TRACCIÓN
3.6.2. ANÁLISIS ESTADÍSTICO PARA LA RESISTENCIA AL DOBLEZ
3.6.3. ANÁLISIS ESTADÍSTICO PARA LA RESISTENCIA A LA DUREZA
3.6.4. ANÁLISIS ESTADÍSTICO PARA EL CONTEO DE GRANO
48
53
56
56
58
59
60
62
62
64
66
67
CONCLUSIONES
RECOMENDACIONES
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ANEXOS
71
73
74
77
ÍNDICE DE TABLAS
Pág.
TABLA 1.2.1
TABLA 1.2.2.
TABLA 1.2.3
TABLA 1.2.4.
TABLA 1.2.5.
TABLA 1.3.1.
TABLA 2.1
TABLA 2.2.
TABLA 2.3.
TABLA 2.4.
TABLA 2.5.
TABLA 2.6
TABLA 3.1.
TABLA 3.2.
TABLA 3.3.
TABLA 3.4.
TABLA 3.5.
TABLA 3.6.
TABLA 3.7
SISTEMA DE DESIGNACIÓN DE ALEACIONES DE ALUMINIO
DESIGNACIÓN
NUMÉRICA
PARA
TRATAMIENTO
DE
ALEACIONES DE ALUMINIO TRATABLES TÉRMICAMENTE
DESIGNACIÓN
NUMÉRICA
PARA
TRATAMIENTO
DE
ALEACIONES DE ALUMINIO NO TRATABLES TÉRMICAMENTE
COMPOSICIONES Y APLICACIONES DE LAS ALEACIONES
MAQUINADAS TRATABLES TÉRMICAMENTE
APLICACIONES DE ALGUNAS ALEACIONES MAQUINADAS NO
TRATABLES TÉRMICAMENTE
RECOMENDADAS PARA LA SELECCIÓN DE ALGUNOS
MATERIALES DE APORTE
COMPOSICIÓN QUÍMICA DE LA ALEACIÓN DE ALUMINIO AW5086
COMPOSICIÓN QUÍMICA DE LA ALEACIÓN DEL MATERIAL DE
APORTE AA5356
ESPECIFICACIONES DEL PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA
PARÁMETROS DE SOLDADURA
VALORES DE LOS PARÁMETROS DE SOLDADURA
SELECCIÓN DE LOS GRADOS DE FUERZA
VALORES DUREZA Y RESISTENCIA
ANÁLISIS DE VARIANZA
COMPARACIONES MÚLTILES
PRUEBA PARA UNA MUESTRA
PRUEBA PARA UNA MUESTRA
CORDÓN 500 X
ZAT
13
14
15
16
19
23
31
31
34
37
38
40
62
63
64
66
67
68
68
LISTA DE GRÁFICOS
Pág.
GRÁFICA 3.1. CURVA DE DUREZA
GRÁFICA 3.2. CORRIDA I ENSAYO DE TRACCIÓN
GRÁFICA 3.3. CORRIDA II ENSAYO DE TRACCIÓN
GRÁFICA 3.4. CORRIDA III ENSAYO DE TRACCIÓN
GRÁFICA 3.5. CORRIDA IV ENSAYO DE TRACCIÓN
GRÁFICA 3.6. CORRIDA I ENSAYO DE DOBLEZ
GRÁFICA 3.7. CORRIDA II ENSAYO DE DOBLEZ
GRÁFICA 3.8. CORRIDA III ENSAYO DE DOBLEZ
GRÁFICA 3.9. CORRIDA IV ENSAYO DE DOBLEZ
GRÁFICA 3.10. AJUSTE DE LA CURVA RESISTENCIA A LA TRACCIÓN
GRÁFICA 3.11. AJUSTE DE LA CURVA RESISTENCIA AL DOBLEZ CARA
GRÁFICA 3.12. AJUSTE DE LA CURVA RESISTENCIA AL DOBLEZ CARA
GRÁFICA 3.13. AJUSTE A LA CURVA DUREZA
GRÁFICA 3.14. AJUSTE A LA CURVA BORDE DEL GRANO
GRÁFICA 3.15. AJUSTE A LA CURVA DENTRO DEL GRANO
GRÁFICA 3.16. AJUSTE A LA CURVA ÁREA BORDE DEL GRANO
GRÁFICA 3.17. AJUSTE A LA CURVA BORDE DEL GRANO
48
49
50
51
52
53
54
55
55
63
65
65
67
68
69
69
70
LISTA DE FIGURAS
Pág.
FIGURA 2.1
FIGURA 2.2
FIGURA 2.3
FIGURA 2.4
FIGURA 2.5
FIGURA 2.6
FIGURA 2.7
FIGURA 2.8
FIGURA 2.9
FIGURA 2.10
FIGURA 2.11
FIGURA 2.12
FIGURA 2.13
FIGURA 2.14
FIGURA 2.15
FIGURA 2.16
FIGURA 2.17
FIGURA 2.18
FIGURA 2.19
FIGURA 2.20
FIGURA 2.21
FIGURA 2.22
FIGURA 2.23
FIGURA 2.24
FIGURA 2.25
FIGURA 2.26
FIGURA 2.27
FIGURA 2.28
FIGURA 2.29
FIGURA 2.30
FIGURA 2.31
FIGURA 2.32
FIGURA 2.33
FIGURA 3.1
FIGURA 3.2
FIGURA 3.3
FIGURA 3.4
FIGURA 3.5
FIGURA 3.6
FIGURA 3.7
LAMINA AW5086 H 116
JUNTA TIPO V HECHO EN LAS MUESTRAS CON LOS
BISELES DE 30° FORMANDO 60°
VARILLAS DE APORTE.
ELEDTRODO NO CONSUMIBLE DE TUNGSTENO.
MAQUINA PARA SOLDAR, MARCA MILLER.
BOMBONA DE ARGON PARA SOLDADURA.
SOPLETE PARA SOLDADURA TIG.
SOPLETE PARA SOLDADURS TIG.
PARÁMETROS DE LA JUNTA SOLDADA.
PROCEDIMIENTOS DE LIMPIEZA.
PROCESO DE SOLDADURA.
REGISTRO DE VOLTAJE Y AMPERAJE.
PROCESO DE ESMERILADO
LAMINA SOLDADA.
APLICACIÓN DE LA CARGA.
MEDIDAS TOMADAS.
MAQUINA DE ENSAYO DE DUREZA.
MAQUINA PEARSON.
CORTES DE LÁMINAS.
MAQUINA DE CORTE.
CORTES DE LÁMINAS.
MAQUINA DESBASTE.
PIEZA DESBASTADORA
MÁQUINA DE PULIDO
PIEZA PULIDA
MICROSOPIO OLYMPUS CK40M
MÁQUINA UNIVERSAL
PROBETAS UTILIZADA
PROBETA SUJETADA POR LAS MORDAZAS
DIAGRAMA ESFUERZO-DEFORMACIÓN
MÁQUINA PARA ENSAYO DE DOBLEZ
PROBETA CON LA CARGA APLICADA
PROBETA DOBLADA
FASES Y ESTRUCTURAS DEL MATERIAL BASE
FASES Y ESTRUCTURAS DE LA ZONA AFECTADA
TÉRMICAMENTE
FASES Y ESTRUCTURAS DEL MATERIAL DE APORTE
(CORDÓN)
FASES Y ESTRUCTURAS DEL MATERIAL BASE
FASES Y ESTRUCTURAS DE LA ZONA AFECTADA
TÉRMICAMENTE
FASES Y ESTRUCTURAS DEL MATERIAL DE APORTE
(CORDÓN)
FASES Y ESTRUCTURAS DEL MATERIAL BASE
31
31
32
32
32
33
33
33
34
35
35
36
36
36
38
38
39
40
40
41
41
41
41
41
41
42
43
43
44
44
45
45
45
56
57
57
58
58
59
59
FIGURA 3.8
FASES Y ESTRUCTURAS DE LA ZONA AFECTADA
TÉRMICAMENTE
FIGURA 3.9
FASES Y ESTRUCTURAS DEL MATERIAL DE APORTE
(CORDÓN)
FIGURA 3.10 FASES Y ESTRUCTURAS DEL MATERIAL BASE
FIGURA 3.11 FASES Y ESTRUCTURAS DE LA ZONA AFECTADA
TÉRMICAMENTE
FIGURA 3.12 FASES Y ESTRUCTURAS DEL MATERIAL DE APORTE
(CORDÓN)
60
60
61
61
62
LISTA DE ECUACIONES
Pág.
Ecuación 2.1
Ecuación 2.2
Ecuación 2.3
Ecuación 2.4
Ecuación 2.5
Ecuación 3.1
Ecuación 3.2
Ecuación 3.3
Ecuación 3.4
Ecuación 3.5
Ecuación 3.6
Ecuación 3.7
Ecuación 3.8
Diámetro de la huella
Constante de la relación de la carga respecto al cuadrado del
diámetro de la bola
Resistencia máxima
Elongación
Diámetro del pin (punzón)
Resistencia a la tracción
Resistencia Doblez Cara
Resistencia Doblez Revés
Dureza
CBZAT
CDZAT
TBZAT
TDZAT
39
39
44
44
46
63
65
66
67
70
70
70
70
Introducción.
El aluminio es un material que se ha incorporado progresivamente dentro de la industria
gracias a su alta resistencia, bajo peso y ductilidad, entre otras propiedades. Parte de
esta incorporación se debe al desarrollo de nuevas tecnologías de unión,
principalmente la soldadura por fusión y más objetivamente el proceso de soldadura por
arco eléctrico con protección gaseosa, denominado por la American Welding Society
(AWS) “Gas tugsten arc welding” (GTAW), también conocido como Tungsten Inert Gas
(TIG).
Éste es un proceso de soldadura de alta calidad para aleaciones tratadas por el calor
de un arco, que se establece entre un electrodo de tungsteno, no consumible, y el metal
base. Las soldaduras hechas con sistema TIG son más fuertes, más resistentes a la
corrosión y más dúctiles, que las realizadas con electrodos convencionales.
Este proceso de soldadura está sustituyendo actualmente a otros más tradicionales,
como el SMAW (Arco Manual), sobre todo en las aplicaciones de aleaciones de
aluminio; por su excelente calidad y mínimas distorsiones [15].
Por otro lado, en estas técnicas no se requiere el empleo de fundentes de protección,
que pueden influir posteriormente en la resistencia a la corrosión de las uniones
soldadas [29,15]. Las soldaduras pueden realizarse en todas las posiciones con
excelentes resultados.
La gran ventaja de este método de soldadura es, básicamente, la obtención de
cordones de mayor calidad y con mejores acabados superficiales, que en el resto de los
procedimientos, ya que el gas protector impide el contacto de los componentes del aire,
como: nitrógeno, hidrógeno y el oxígeno con el baño de fusión. Además, dicho gas
simplifica notablemente el soldeo de metales ferrosos y no ferrosos, por no requerir el
empleo de fundentes.
Este proceso, a diferencia de aquellos en los cuales se usa fundente, permite al
soldador ver claramente lo que está haciendo en todo momento con mayor claridad, lo
que repercute favorablemente en el proceso de soldadura.
Hoy en día se está generalizando el uso de la soldadura TIG, sobre todo, en las
aleaciones de aluminio, que son aplicadas en industrias como: la automotriz, la férrea,
la náutica, la aeronáutica y aeroespacial. El uso de esta aleación se atribuye,
principalmente, a que es liviana y su costo, con respecto a su duración, es más bajo,
1
que para el acero; además, el aluminio puro posee una alta conductividad eléctrica y
térmica. Presentado la misma una resistencia a la tensión de 634 Kg/cm 2 (9000 Psi), la
cual puede ser mejorada en el proceso de fusión.
Se considera que estas aleaciones, especialmente las no tratadas térmicamente, son
usadas en aplicaciones en las cuales aún se requieren altas resistencias, las cuales se
logran a partir de grandes cantidades de magnesio en solución sólida.
Dentro de las diferentes aleaciones de aluminio de la serie 5XXX, la 5086-H32 (AlMg4),
comúnmente utilizado en la defensa, la construcción naval, ferrocarril, la aviación y la
industria aeroespacial, es una aleación que posee una atractiva combinación de
propiedades, además de las ya mencionadas, presenta buena soldabilidad, buena
conductividad eléctrica y térmica [37,20]. Ésta tiene una resistencia estructural media
con propiedades mecánicas, que se encuentran entre las aleaciones 5083, 5454, 5754.
Su resistencia a la corrosión y su soldabilidad son buenas para ambos procesos GTAW
y GMAW, utilizando el material de aporte con las normas AWS D1.2.
La capacidad de soldadura por fricción de esta serie ha sido estudiada por varios
investigadores, específicamente la 5083 [22, 34,27]. No obstante son pocos los trabajos
relativos a las aleaciones 5086, en este sentido, no sólo es importante mostrar la
viabilidad de la soldadura aplicada, sino también mostrar sus ventajas y/o desventajas
respecto a las otras técnicas [30]. Por otra parte, en estas aleaciones de aluminio AW
5086 soldadas mediante el proceso TIG, se observa, que no se ha hecho una revisión
con profusión, dirigida a estudiar la influencia de los parámetros del proceso de
soldadura en los cambios morfológicos del depósito y sus propiedades, como para el
caso de las aleaciones ferrosas. Para ello, en las próximas líneas, se presentan los
resultados de investigaciones precedentes:
Antecedentes.
La presente investigación guarda estrecha vinculación con el proyecto nacional Simón
Bolívar, que busca cubrir la necesidad de desarrollar nuevos procesos y productos de
valor agregado para el fortalecimiento de la industria del aluminio. En este sentido, se
han revisado diversos trabajos, enfocados en la interpretación de los cambios de la
microestructura y de las propiedades mecánicas en la unión soldada, por efecto de las
variables del proceso de soldadura, entre ellos se encuentran:
2
•
Hidalgo, realizo una investigación cuyo objetivo fue determina la influencia que tiene
el amperaje en las propiedades mecánicas, del cordón de soldadura y de la zona
afectada por el calor ZAC, al realizar soldaduras a tope en aleaciones de aluminio
5086 H-116, ejecutadas mediante proceso GMAW y utilizando como material de
aporte alambre ER5356. Para ello, se efectuaron 16 ensayos, en los cuales se varió
el amperaje en el rango comprendido entre 131 amperios y 175 amperios,
posteriormente se realizaron ensayos de tracción, de dureza y además un análisis
metalográfico, de cada una de las probetas ensayadas. Dentro de las conclusiones
obtenidas, se pudo determinar que la mejor combinación de propiedades
mecánicas, se obtenía al realizar las soldaduras con 148 amperios, condición en la
cual uno de los componentes microestructurales de la aleación como es el Mg 2Si, se
encuentra en forma de partículas pequeñas y la distribución dentro de la matriz es
uniforme, lo que permite alcanzar las mejores propiedades mecánicas, en cuanto al
otro componente como es el Mg 2Al3 este se encuentra distribuido en partículas finas
y no forman redes continuas lo que ayuda a que además, la aleación sea resistente
a la corrosión.[18]
•
Urbano y col, realzaron una investigación sobre la aplicación de la metodología de
superficie de respuestas para evaluar la resistencia a la tensión en juntas obtenidas
por el proceso de soldadura por fricción-agitación (SFA), en función de la velocidad
de rotación de la herramienta y la velocidad de soldadura. Las uniones fueron
soldadas con una máquina fresadora convencional DECKEL FP4M con capacidad
de 3 HP y un pin cilíndrico roscado. Las uniones soldadas se realizaron variando la
velocidad de rotación y la velocidad soldadura de la herramienta con el fin de
analizar el efecto de estos parámetros sobre la microestructura y la resistencia a
tensión de las juntas. En las imágenes microscópicas se aprecia claramente el
efecto de la recristalización dinámica en la Zona Agitada (ZA). Los perfiles de
microdureza presentan la típica forma de W y revelan junto con la metalografía
realizada a las muestras ensayadas a tensión que la Zona Afectado por el Calor
(ZAC) es la más débil de las zonas microestructurales de la junta. La mayor
resistencia a la tensión de las juntas soldadas de la aleación de aluminio AA
6261-T5 por SFA fue obtenida utilizando el pin cilíndrico roscado, (191,63 MPa) a
3
una velocidad de soldadura 315 mm/min y una velocidad de rotación de 1600 rpm
[35]
•
Urbano y otros colaboradores, realizaron una evaluación de la resistencia a la
tensión de las juntas soldadas de la aleación de aluminio 6261-T5 aplicando el
proceso de soldadura por fricción-agitación. Se determinó, que las juntas fabricadas
con el pin cuadrado presentaron defectos de gran tamaño en la raíz de la soldadura,
cuando se realizaron entre 125 mm/min y 250 mm/min, mientras que las juntas, que
se realizaron con el cilíndrico roscado no presentaron defectos, excepto para la
condición A2, donde se apreció una zona de afectación térmica en la (ZAT) hacia el
lado de avance. Estos defectos actúan como promotores de falla en la prueba de
tensión, debilitando la junta. Los defectos producidos durante SFA se deben
principalmente al flujo inapropiado y la insuficiente consolidación del metal bajo la
•
herramienta [36].
Melendo y col, presentaron un trabajo, donde se analizaron las tensiones residuales
en juntas de aluminio soldadas por FSW (Friction-stir welding) y por el proceso de
soldadura por arco eléctrico con alambre macizo y protección gaseosa GMAW (Gas
Metal Arc Welding), habitualmente empleado para estos materiales, comparándose
los resultados obtenidos. Para este fin se soldaron probetas atope de 150x150 mm
en chapa de aluminio AA1050 y de AA5052 de 3 mm de espesor, mediante ambos
procesos de soldadura mencionados. La medición de tensiones residuales se realizó
en la longitud media de las probetas soldadas, mediante los métodos de agujero
ciego (ASTM E837-01) y de seccionamiento con extensómetros lineales y rosetas.
Se determinó el estado de tensiones en distintos puntos de la probeta, así como las
variaciones de las tensiones residuales longitudinales, en función de la distancia al
eje central del cordón. Los resultados mostraron, que las probetas, soldadas
mediante FSW presentaron un menor nivel de tensiones residuales, que aquellas
soldadas por GMAW para ambos materiales analizados. Así mismo, la técnica de
•
agujero ciego presentó valores mayores que la de seccionamiento [28].
Franco y col, presentaron un estudio sobre la soldadura por fricción – agitación de
aleaciones ligeras. Se encontró que la resistencia mecánica de las SFA, en
aleaciones de aluminio 6261T6 alcanzó hasta un 84% de la resistencia del metal
base; mientras que para aleaciones de magnesio AZ31B se ha logrado hasta un
4
85% de la resistencia a la tensión del metal base. Las mediciones de microdureza
han mostrado la zona del cordón con mayores valores de ésta, respecto al metal
base, pero con variaciones típicas en estos materiales. Sin embargo, para los
ensayos de tensión, se muestran zonas de fallas en el borde del cordón, donde se
produce un plano de debilidad, debido, aparentemente, a la acumulación de óxidos o
a la presencia de microtexturas, desfavorables para la deformación plástica del
•
material [14].
Lorusso y col, caracterizaron las microestructuras y determinaron las propiedades
mecánicas de las uniones soldadas, a través de tres procesos RSW, GMAW y PAW.
El estudio permitió obtener uniones soldadas de calidad satisfactoria. Además, se
observó para todas las soldaduras, que en la ZAT se produce una disminución de la
dureza por debajo del valor del material base, asociada a la descomposición de la
•
fase martensítica. Las soladuras por arco fueron las más afectadas [23].
Collazo, determino el efecto de la energía introducida, en el número de capas y
ancho del cordón, en los cambios morfológicos presentes en depósitos de recargue.
Los resultados arrojaron que la variación de la resistencia al desgaste en estos
depósitos está asociada con cambios en la morfología logrado al variar los
parámetros tecnológicos del proceso de recargue. Se propuso estudiar la influencia
de la energía introducida, número de capas y ancho del cordón en los cambios
morfológicos de dichos depósitos, y su efecto en la resistencia al desgaste abrasivo.
Determino cantidad, tamaño, dispersión de los carburos y ángulo de inclinación de
las dendritas, midiendo los cambios en la morfología de estos depósitos. Evaluó la
rugosidad y desgaste abrasivo por pérdida de peso, correlacionando los cambios
morfológicos en la variación de la resistencia al desgaste abrasivo. Logro la variante
más resistente al desgaste, usando los mayores niveles en los
parámetros
tecnológicos, comparada con la tecnología precedente utilizada para el recargue de
•
estos materiales [10].
Bloem y col, evaluaron la influencia del acabado del cordón en la respuesta a la
fatiga de las uniones soldadas de aleación de Al-Zn AA7020. Se determinó, que la
eliminación total o parcial del sobre cordón ejerce poca influencia en su
comportamiento, obteniéndose, en ambos casos, una respuesta similar, donde la
mejora de uno respecto del otro no es superior al 3%. [8].
5
•
Amú y Franco, estudiaron la evolución microestructural en la zona afectada
térmicamente (ZAT) de juntas soldadas de la aleación de aluminio 6261–T5,
mediante el proceso GMAW en función del aporte de calor, para explicar la variación
de las propiedades mecánicas resultantes. En particular, se estudia la presencia y la
modificación de los precipitados endurecedores por efecto del ciclo térmico de
soldadura. La microscopia electrónica de barrido SEM, de transmisión TEM y el
microanálisis EDS permitieron corroborar la presencia y naturaleza de los
•
precipitados, en cada una de las regiones de la ZAT [7].
Abbasi y Col. Encontraron, que al aumentar la relación VR / Vω, entre 2.5 y 70
rev/mm, se produce un leve decrecimiento en la resistencia de fluencia, la
resistencia ultima y la elongación de las distintas zonas de la unión soldada. La
resistencia mecánica es mayor y la elongación es menor en la zona fundida entre
dos partes conocida como zona nugget, comparada con la zona térmica,
•
mecánicamente afectada [1].
Grella realizó una investigación cuyo objetivo fue la selección de los parámetros de
pulso en la soldadura de aleaciones de aluminio con el proceso GMAW-P, basado
en el método desarrollado por Aminy, considerando las respectivas correcciones,
realizadas por Rajasekaran, Éste determinó una zona paramétrica inicial, que
proporcionó arcos eléctricos estables, con tasas de consumos balanceadas con la
velocidad de alimentación, para tiempos de ciclos fijos y desprendimiento de una
gota por pulso. Mediante ensayos adicionales se redujo la zona paramétrica a un
área de comportamiento estable, tomando en cuenta aquellas condiciones que
produjeron arcos con alto consumo del alambre. Esto condujo a la selección de tres
combinaciones de parámetros de pulso, entre las cuales la condición dada por
corriente pico (Ip) = 320 A, tiempo pico (Tp) = 2.3 ms, corriente base (Ib) = 60 A,
tiempo base (Tb)= 5.7 ms, velocidad de alimentación (W)= 6 m/min y velocidad de
avance (Va) = 10 mm/s, empleando aporte ER 4043 de corriente pico (Ip) = 300 A,
tiempo pico (Tp) = 2.3 ms, corriente base (Ib) = 46 A, tiempo base (Tb) = 3.7 ms,
velocidad de alimentación (W) = 8 m/min y velocidad de avance (Va)= 13.33 mm/s,
empleando aporte ER 5356, produjeron depósitos de calidad. La selección se hizo
en base a la inspección visual (aspecto superficial, continuidad y salpicaduras) y a la
•
caracterización química y metalográfica [16].
Oldani y col, demostraron que los efectos producidos sobre la microestructura de
una aleación de aluminio AA 6061, durante el proceso de repujado, son poco
6
conocidos. Sin embargo, los cambios pueden llevar a provocar el agrietamiento del
metal base, durante el proceso de deformación plástica. La temperatura del
tratamiento térmico de solución no es suficiente para disolver completamente el
compuesto endurecedor, Mg2Si y por lo tanto, sus componentes no estarán
disponibles para la etapa de precipitación. El rango de temperaturas de la solución
es muy estrecho y se corre el peligro de provocar fusión incipiente, si se eleva ésta
sin un control preciso [31].
Todo lo planteado apunta a que la relación que existe entre el proceso termocinético,
que se da en el momento de iniciado el arco eléctrico con TIG, por la variación de los
parámetros del proceso de soldadura en la estructura y las propiedades del depósito no
han sido tratadas, hasta el momento, consecuentemente.
Tema:
Estudio y valoración del procedimiento de soldadura (TIG) en láminas de aleación de
aluminio AW 5086.
Problema Científico:
No se cuenta con información suficiente sobre la correlación existente entre los
parámetros del proceso de soldadura (TIG) de la aleación de aluminio AW 5086, en los
cambios morfológicos, que conduzcan a la variación de las propiedades mecánicas.
Objeto:
Determinar la influencia de los cambios morfológicos de la aleación de aluminio AW
5086 en la variación de las propiedades mecánicas, al variar el régimen de soldadura.
Campo
Análisis de los modelos matemáticos, que permiten determinar la influencia de los
parámetros del régimen de soldadura de la aleación de aluminio AW 5086 en los
cambios morfológicos para la variación de la dureza y resistencia
Objetivo general:
Determinar el efecto del régimen de soldadura en los cambios morfológicos presentes
en depósitos de soldadura en la aleación de aluminio declarada anteriormente, que
conduzcan a la variación de la dureza y resistencia.
Objetivos específicos:
7
•
Determinar cómo influyen las variaciones de los parámetros del régimen de
soldadura en los cambios morfológicos de la aleación de aluminio declarada
anteriormente.
•
Evaluar el comportamiento de los cambios morfológicos en el aumento de las
propiedades mecánicas.
•
Elaborar una propuesta tecnológica al variar el régimen de soldadura.
Hipótesis Científica:
Al cambiar los parámetros tecnológicos (energía introducida y flujo de gas) se logrará
modificar la morfología del depósito, que conduzca a una variación de la dureza y
resistencia mecánicas.
Novedad Científica:
Se Presentarán los modelos matemáticos, donde se establecerá la influencia de los
parámetros tecnológicos y morfológicos de la estructura, en el aumento de las
propiedades mecánicas.
Novedad Tecnológica:
Se establecerá una propuesta tecnológica, técnicamente factible y económicamente
racional, para la soldadura de la aleación de aluminio, AW 5086.
Aportes Metodológicos:
La introducción de los nuevos conocimientos desarrollados, acerca de la influencia de
los parámetros del régimen de soldadura, en los cambios morfológicos de la aleación
de aluminio, declarada anteriormente.
La caracterización de la influencia de los parámetros del régimen de soldadura de la
aleación de aluminio, declarada anteriormente, como referencia bibliográfica para
futuros trabajos de investigación en este tema.
Métodos de Investigación Científica.
Dentro del trabajo a desarrollar, se hará uso de varios métodos de investigación
científica como:
Métodos Teóricos
8
Histórico-lógico: Facilitaría el estudio de las aleaciones de aluminio, así como, la
influencia de los parámetros del proceso de soldadura en la morfología y el aumento de
las propiedades mecánicas, motivando esto un aumento de la eficiencia del proceso de
soldadura.
Inductivo-deductivo: Se estudiaran las diferentes variantes del régimen de soldadura,
lo que permitirá encontrar características generales del proceso y establecer una
comparación entre los cambios morfológicos y las propiedades mecánicas.
Análisis-síntesis: Las diferentes variantes del régimen de soldadura se estudiarán,
evaluando las relaciones esenciales, que se establecen en los cambios morfológicos.
Lógico: Se deducirán las leyes generales, que intervienen en el proceso, para
determinar la esencia del mismo.
Enfoque de sistema
Conociendo las leyes del proceso, se propone una tecnología del régimen de
soldadura, para obtener una morfología adecuada relacionada con el aumento de las
propiedades mecánicas en la aleación de aluminio declarada anteriormente.
Métodos empíricos
Observación: Se estudiaran empleando las técnicas de Microscopía Óptica, las
características morfológicas de la aleación, como resultado del cambio en la morfología
de las diferentes corridas empleadas y su relación con el aumento de las propiedades
mecánicas.
Estudio de resultados:
Se compararán los resultados obtenidos en las investigaciones, para comprobar la
efectividad y factibilidad de los cambios morfológicos en el incremento de las
propiedades mecánicas.
Métodos estadísticos:
Se emplearon estos métodos para procesar los resultados de los ensayos realizados, lo
que permitió evaluar la factibilidad de las respuestas de las estructuras propuestas en
los regímenes de soldadura empleados.
Los experimentos se realizaron bajo un diseño factorial de 2 2, con dos réplicas, para
cada corrida (pruebas de soldaduras) experimental.
9
Tareas realizadas para dar cumplimiento a los objetivos trazados.
1. Elaboración de los cupones de pruebas.
2. Soldar los cupones de pruebas según las variantes establecidas en el diseño del
experimento.
3. Analizar los cupones de pruebas según las variantes establecidas en el diseño del
experimento.
4. Elaboración de las probetas para los ensayos
mecánicos (ensayos de tracción,
impactos, dureza, y deformación), composición química de la aleación, y
microscopía óptica.
5. Realización de los ensayos mecánicos (ensayos de tracción, impactos, dureza, y
deformación).
6. Utilización del programa computarizado para el conteo de grano.
7. Evaluar mediante el análisis estadístico la influencia de los parámetros del régimen
de soldadura de la aleación de aluminio, declarada anteriormente en la morfología y
las propiedades mecánicas.
8. Evaluar mediante el estudio metalográfico, la influencia de los parámetros del
régimen de soldadura en la morfología de los depósitos.
9. Desarrollo del modelo estadístico, para establecer la influencia de los parámetros
tecnológicos y morfológicos, en las propiedades mecánicas de la aleación de
aluminio declarada anteriormente.
10. Establecer las conclusiones y recomendaciones producto del análisis de los
resultados para determinar la influencia de los cambios morfológicos de la aleación
de aluminio AW 5086 en el incremento de las propiedades mecánicas, al variar el
régimen de soldadura.
10
CAPÍTULO I: MARCO TEÓRICO.
El presente capítulo tiene como objetivo mostrar una valoración crítica sobre el tema
objeto de estudio, las limitaciones, contradicciones o insuficiencias, que aún puedan ser
objeto de estudio por el interés que las mismas pueden mostrar.
1.1 Introducción.
El termino soldadura en la actualidad está cumpliendo un rol de mucho peso en el
desarrollo de la sociedad y de la ingeniería en específico, sin importar la rama a la cual
se refiere. Es importante recalcar, que la importancia de la soldadura en los trabajos
que se desarrollan en el ámbito de ingeniería, por tal motivo se debe tomar en cuenta
todos los aspectos relacionados con este tema pues, con total seguridad, se verá gran
infinidad de casos los cuales requieren alto nivel de preparación.
Así mismo, la soldabilidad de las aleaciones de aluminio varía significativamente,
dependiendo de la composición química de la aleación usada, ya que estas son
susceptibles al agrietamiento en caliente, de modo que para combatir el problema, los
soldadores aumentan la velocidad de la soldadura para reducir el aporte de calor,
puesto que este aumento de temperatura puede afectar significativamente la estructura
del material base.
El precalentamiento reduce el gradiente de temperatura a través de la zona de
soldadura y por lo tanto, ayuda a reducir el agrietamiento en caliente, pero puede
reducir las características mecánicas del material base y no debe ser usado cuando el
material base está restringido.
Debe señalarse que en la actualidad estas aleaciones de aluminio, como es el caso del
AA5086 con tratamiento no térmico H116 como se aprecia en la tabla 1.2.3, utilizado en
la construcción de embarcaciones, debido a su excelente resistencia a la corrosión
intergranular y por exfoliación, mantiene su poco peso característico de los materiales
de aluminio y alta dureza, además, son soldables mediante varios métodos, como el
TIG (tungsten inert - gas) La gran ventaja de este método de soldadura es,
básicamente, la obtención de cordones más resistentes, más dúctiles y menos
sensibles a la corrosión, que en el resto de procedimientos. No obstante, los materiales,
una vez sometidos al calor, producto del proceso de unión por la soldadura,
incrementan el riesgo de sufrir cambios en su estructura molecular, dando como
1
1
consecuencia la perdida de propiedades, considerando además, que este tipo de
material es comúnmente empleado en la construcción naval.
La soldadura TIG proporciona una soldadura excepcionalmente limpia y de gran
calidad, debido a que no produce escoria. De este modo, se elimina la posibilidad de
inclusiones en el metal depositado y no necesita limpieza final. Puede ser utilizada para
soldar casi todo tipo de metales y puede hacerse tanto de forma manual como
automática. Se utiliza, principalmente, para soldar aluminio y aceros inoxidables, donde
lo más importante es una buena calidad de soldadura. Principalmente, es utilizada en
unión de juntas de alta calidad en centrales nucleares, químicas, construcción
aeronáutica e industrias de alimentación [31].
Por otra parte, el diseño de embarcaciones por ejemplo requiere de un gran esfuerzo,
pues es necesario aplicar un gran número de juntas soldadas para garantizar una
estructura lo suficientemente estable, como para navegar y soportar los embates de la
naturaleza, sobre todo la exposición a la salinidad del agua, debido a que la misma
produce serios daños de corrosión en los metales. Por tal motivo, es importante evaluar
los diferentes cambios presentes en el material base y en la Zona afectada
termicamente (ZAT) por medio de ensayos de dureza, ensayos de tracción, pruebas
metalográficas, entre otros.
1.2 El aluminio y sus aleaciones
El aluminio es el tercer elemento más abundante en la corteza terrestre, donde el 8%
está formado por compuestos de aluminio. Partiendo de esta información podemos
decir que no es usual encontrar al aluminio en un estado puro. Así mismo, la bauxita es
un mineral que contiene principalmente óxidos hidratados de aluminio y es la materia
prima comúnmente utilizada para la producción de aluminio [15].
El aluminio puro es un metal blando, blanco y de peso ligero (densidad = 2.69g/cm 3)
que al ser mezclado con otros elementos como: Silicio, Cromo, Tungsteno, Manganeso,
Níquel, Zinc, Cobre, Magnesio, Titanio, Zirconio, Hierro, Litio, Estaño y Boro; producen
una serie de aleaciones ligeras con propiedades específicas, que pueden ser
seleccionadas por el usuario, según sea su propósito aplicativo.
Es un excelente conductor del calor y de la electricidad. Físicamente presenta una
buena maleabilidad y formabilidad. Los efectos a la oxidación del material son mínimos,
2
2
a pesar de su afinidad por el oxígeno en el ambiente y esto debido a que su superficie
queda recubierta por una fina y compacta capa de óxido de alúmina (Al 2O3), que lo
protege del medio.
Se emplea en la fabricación de embarcaciones, aviones, ferrocarriles y automóviles, ya
que las industrias involucradas aprovechan la alta relación resistencia-peso de este
material; y para otras aplicaciones, en que la rapidez de movimiento y la conservación
de energía se consideren importantes. Así mismo por su elevada conductividad del
calor, el aluminio se emplea en utensilios de cocina y en pistones de motores de
combustión interna. Los valores de resistencia a la tracción del aluminio puro varían
entre 50 MPa y70 MPa, y de dureza entre 140 HV y 160 HV; sin embargo, se pueden
obtener grandes incrementos en resistencia mecánica mediante la deformación en frío
o mediante la adición de elementos aleantes.
1.2.1 Designación para aleaciones de aluminio
El Sistema de designación de aleaciones y tratamientos de Aluminum Association
(Aluminum Association Alloy and Temper Designation System (ASM, 1998), forma parte
de los estándares de la American National Standards Institute (ANSI) en las secciones
H35.1 y H35.2. El sistema usado consiste de cuatro dígitos, el primero de ellos indica el
grupo de aleación y el segundo una modificación consecutiva de la aleación original. En
el caso de la serie 1XXX los últimos dos dígitos indican el porcentaje mínimo de pureza.
(Ej. 1060 tiene un 99.60 % mín. de Al). La tabla 1.2.1 muestra la nomenclatura usada
para designar cada uno de los grupos de aleaciones de aluminio.
Tabla 1.2.1 Sistema de designación de aleaciones de aluminio [3].
Principal elemento aleante
Aluminio puro, 99.00 % o mayor
Cobre
Manganeso
Silicio
Magnesio
Magnesio y Silicio
Zinc
Grupo de aleación
1XXX
2XXX
3XXX
4XXX
5XXX
6XXX
7XXX
Cuando las aleaciones de aluminio tratables térmicamente son sometidas a estos tipos
de tratamientos y/o mecánicos, se utiliza la designación de tratamiento (Temper), como
3
3
complemento de la designación de aleación. La cual para tratamientos utiliza una H
para denotar el trabajo en frío, una O para representar un material recocido y una T
acompañada de uno o más números, para indicar una secuencia específica de
tratamientos térmicos. La tabla 1.2.2 resume la designación numérica, usada para
describir esta secuencia.
Tabla 1.2.2. Designación numérica para tratamientos de aleaciones de aluminio
tratables térmicamente [17].
Tratamiento
T1
T2
T3
T4
T5
T6
T7
T8
T9
T10
Descripción
Enfriamiento desde una temperatura elevada, mediante un
proceso controlado y envejecido naturalmente a una condición
sólidamente estable.
Enfriamiento desde una temperatura elevada, mediante un
proceso controlado, trabajado en frío y envejecido naturalmente a
una condición sólidamente estable.
Tratamiento térmico con solución, trabajado en frío y envejecido
naturalmente a una condición sólidamente estable.
Tratamiento térmico con solución y envejecido naturalmente a
una condición sólidamente estable.
Enfriamiento desde una temperatura elevada, mediante un
proceso controlado y luego envejecido artificialmente.
Tratamiento térmico con solución y luego envejecido
artificialmente.
Tratamiento térmico con solución y sobre envejecido hasta la
estabiliZATión.
Tratamiento térmico con solución, trabajado en frío y luego
envejecido artificialmente.
Tratamiento térmico con solución, envejecido artificialmente y
luego trabajado en frío.
Enfriamiento desde una temperatura elevada, mediante un
proceso controlado, trabajado en frío y luego envejecido
artificialmente.
La designación, empleada para los tratamientos térmicos y mecánicos, realizados a las
aleaciones de aluminio no tratables térmicamente, incluye un recocido en solución
(designado por la letra O) y una condición de trabajo en frío (designada por la letra H1).
Cuando el trabajo en frío ejecutado durante el procesamiento, se ha excedido de los
valores deseados, se puede usar un recocido parcial para reducir la resistencia
mecánica (designación H2). Cuando se trata con las aleaciones de la serie 5xxx, es
4
4
común realizar un tratamiento térmico a baja temperatura (designación H3) para
estabilizar la microestructura y prevenir la corrosión intergranular. Este tratamiento
consiste en un calentamiento hasta 120°C (250°F), mediante el cual se logra una
recuperación parcial de las propiedades y una reducción de la susceptibilidad de las
mismas ante el paso del tiempo.
Cuando se trabaja con los tratamientos del tipo H, se usa un segundo dígito para indicar
la intensidad del trabajo en frío, como se muestra en la tabla 1.2.3.
Tabla 1.2.3. Designación numérica para tratamientos de aleaciones de aluminio no
tratables térmicamente [16].
Dureza relativa
Designación de tratamiento
Dureza máxima
H18
¾ de dureza
H16
½ de dureza
H14
¼ de dureza
H12
1.2.2 Clasificación de las aleaciones de aluminio
Las propiedades del aluminio dependen de un conjunto de factores, de estos el más
importante es la existencia de elementos aleantes. Con la excepción del aluminio puro
(99,99 % de pureza), técnicamente se utilizan sólo materiales de aluminio que
contienen otros elementos. Aún en el Aluminio puro las impurezas (Fe y Si) determinan,
en gran medida, sus propiedades mecánicas. Los elementos aleantes principales del
Aluminio son: Cobre (Cu), Silicio (Si), Magnesio (Mg), Zinc (Zn) y Manganeso (Mn).
En menores cantidades existen frecuentemente como impurezas o aditivos: Hierro (Fe),
Cromo (Cr) y Titanio (Ti). Para aleaciones especiales se adiciona: Níquel (Ni), Cobalto
(Co), Plata (Ag), Litio (Li), Vanadio (V), Zirconio (Zr), Estaño (Sn), Plomo (Pb), Cadmio
(Cd) y Bismuto (Bi).
La clasificación del Aluminio y sus aleaciones se divide en dos grandes grupos bien
diferenciados, estos dos grupos son: forja y fundición. Esta división se debe a los
diferentes procesos de conformado que puede sufrir el aluminio y sus aleaciones.
Dentro del grupo de aleaciones de aluminio forjado encontramos otra división clara, que
es la del grupo de las tratables térmicamente y las no tratables térmicamente, (como es
el caso de la aleación AA5086 H116), las cuales pueden ser trabajadas únicamente en
frío con el fin de aumentar su resistencia.
5
5
1.2.2.1 Aleaciones de Aluminio Tratables Térmicamente
Las adiciones de elementos aleantes y el subsiguiente procesamiento térmico y
mecánico, son los responsables de lograr las propiedades finales de resistencia,
tenacidad y resistencia a la corrosión en aleaciones de aluminio tratables térmicamente;
sin embargo, lo que se controla usualmente, es la relación de estas propiedades,
tenacidad vs. resistencia, dependiendo de los requerimientos de la aplicación. La
amplia variedad de formas producidas (láminas, placas, rollos de alambre, barras,
extrusiones, piezas forjadas y fundiciones), amplía el número de aplicaciones para las
que pueden ser empleadas las aleaciones de aluminio tratables térmicamente. Algunas
de estas aplicaciones se indican en la tabla 1.2.4.
Tabla 1.2.4. Composiciones y Aplicaciones de las Aleaciones Maquinadas
Tratables Térmicamente [3].
6
Aleació
n
Base
2014
4.4
0.8
0.8
0.5
-
-
-
2017
4.0
0.5
0.7
0.6
-
-
-
2024
4.4
-
0.6
1.5
-
-
-
2036
2.6
-
0.25
0.45
-
-
-
2090
2.7
-
-
-
-
-
-
2218
4.0
-
-
1.5
-
2.0
-
Cu
Composición Química (% en peso)
Si
Mn
Mg
Zn
Ni
Aplicaciones Típicas
Cr
Estructuras,
accesorios
hidráulicos y estructurales,
ferretería, forjado de alta
resistencia
para
industria
automotriz y aeronáutica
Igual
que
2024,
partes
atornillables para maquinaria.
Estructuras,
láminas
para
aeronaves,
ruedas
para
camiones, en algunos casos
se somete a tratamientos
(cladding) para mejorar su
resistencia y características
anticorrosión.
Láminas para carrocería de
automóviles.
Estructuras,
aplicaciones
aeronáuticas
de
alta
resistencia y tolerancia a
daños.
Aleaciones forjadas, culatas y
pistones
de
motores
a
combustión interna, elementos
que requieren alta resistencia y
dureza
a
elevadas
temperaturas.
6
Cont. Tabla 1.2. 4. Composiciones y Aplicaciones de las Aleaciones Maquinadas
Tratables Térmicamente [6]
Aleació
n
Base
2219
Composición Química (% en peso)
Cu
Si
Mn
Mg
Zn
Ni
Cr
6.3
-
0.30
-
-
-
-
2519
5.8
-
0.30
0.17
0.06
-
-
2618
6005
6009
2.3
0.4
0.18
0.8
0.8
0.50
1.6
0.5
0.6
0.25
1.0
-
0.1
6010
0.4
1.0
0.50
0.8
0.25
-
0.1
6013
0.9
0.25
0.35
0.95
-
-
-
6061
0.25
0.6
-
1.0
-
-
0.2
6063
-
0.4
-
0.87
-
-
-
6070
6101
0.5
1.4
-
-
0.8
0.6
-
-
-
6262
6351
6951
0.28
-
1.0
0.35
0.6
-
1.0
0.6
0.6
-
-
0.09
-
7004
-
-
-
1.5
4.2
-
-
7005
-
-
0.45
1.4
4.5
-
0.13
7039
7075
1.6
-
0.30
-
2.8
2.5
4.0
5.6
-
0.2
0.23
7079
0.6
-
-
3.3
4.3
-
0.2
-
Aplicaciones Típicas
Estructuras, resistencia a altas
temperaturas,
tanques
para
aplicación
aeroespacial,
buena
soldabilidad.
Estructuras,
blindaje
de
alta
resistencia.
Igual que 2218
Estructuras y arquitectura.
Láminas
para
carrocerías
de
automóviles.
Láminas
para
carrocerías
de
automóviles
Aplicaciones estructurales generales,
resistencia mejorada respecto a
6061.
Aplicaciones estructurales, industria
automotriz, férrea y navegación,
tuberías y accesorios de tuberías,
buena capacidad de conformado,
soldabilidad,
resistencia
a
la
corrosión y resistencia mecánica.
Tuberías,
industria
férrea,
arquitectura, ferretería.
Aplicaciones estructurales, tuberías
Productos
atornillables
para
maquinaria, accesorios.
Conductores eléctricos
Igual que 6061
Soldadura fuerte de láminas rellenas
con aleación.
Tráiler de camiones, extrusiones para
vagones de trenes.
Tráiler de camiones, extrusiones para
vagones de trenes.
Blindaje en placas, puentes militares.
Aplicación de alta resistencia en
aeronaves, el tratamiento (cladding)
mejora
sus
características
anticorrosión.
Aleación de Aluminio más fuerte en
requerimientos
de
espesores
mayores a 76.2 mm (3 pul),
elementos grandes y macizos de
aeronaves y construcciones similares
Los grupos que conforman las aleaciones de aluminio tratables térmicamente son:
• Serie 2xxx: Contienen cobre como principal elemento aleante, poseen una alta
resistencia mecánica, aunque su poder anticorrosivo es menor que en la mayoría de
7
7
las otras aleaciones de aluminio. Muchas de estas aleaciones también poseen una
buena resistencia mecánica a elevadas temperaturas.
• El magnesio también se añade a las aleaciones de la serie 2xxx para incrementar su
resistencia, pero a cambio de una mayor sensibilidad al agrietamiento en la
soldadura. La aleación 2024 es una de las de mayor resistencia entre su grupo y
tiene gran aplicación en la industria aeronáutica, sin embargo, el 1.5 % del contenido
nominal de Cu, esconde una baja soldabilidad debido al aumento de la sensibilidad
de agrietamiento en la soldadura. Las aleaciones que tienen niveles controlados de
magnesio, tales como 2014, 2219 y 2519 son utilizadas para aplicaciones que
requieren de buena soldabilidad. Generalmente estas aleaciones presentan buena
maquinabilidad pero menos conformabilidad que otras aleaciones de aluminio
tratables térmicamente.
• Serie 6xxx: Contienen silicio y magnesio, proveen resistencia moderada y buena
resistencia a la corrosión en comparación con otras aleaciones de aluminio tratables
térmicamente. Debido a que son fácilmente extraídas, se pueden encontrar en una
amplia gama de formas estructurales, así como en láminas o placas. La versatilidad
de esta serie, es representada por la aleación 6061, la cual es una de las aleaciones
de aluminio más comúnmente usadas. Las aleaciones de la serie 6xxx, tienen buena
conformabilidad y buena soldabilidad.
• Serie 7xxx: Posee la resistencia más alta de todas las aleaciones de aluminio,
aunque esto está siendo retado por el reciente desarrollo de las aleaciones de
aluminio-litio. La alta resistencia de la serie 7xxx se logra mediante la adición de
elementos aleantes como el zinc, magnesio y a veces, cobre combinado con el
procesamiento térmico y mecánico, aunque en ciertos casos dicha combinación
reduce la soldabilidad de la aleación ya que se incrementa la sensibilidad al
agrietamiento en la soldadura. Una importante característica de la serie 7xxx es la
habilidad de recristaliZATión, natural de la Zona afectada termicamente (ZAT), o la
transformación por precipitación y reforzamiento a temperatura ambiente, después
de soldar.
1.2.2.2 Aleaciones de Aluminio No Tratables Térmicamente
8
8
La resistencia inicial de las aleaciones de aluminio no tratables térmicamente, depende
principalmente del efecto de endurecimiento de los elementos aleantes tales como: el
silicio, hierro, manganeso y magnesio; aunque sus propiedades mecánicas pueden ser
mejoradas mediante el trabajo en frío. Un aspecto, que se debe tener en cuenta, es que
al someterse al proceso de soldadura, la (ZAT) recibe la influencia del mismo. La tabla
1.2.5 muestra algunas de las aplicaciones típicas, en las que estas aleaciones son
empleadas.
Tabla 1.2.5. Aplicaciones de algunas Aleaciones Maquinadas No Tratables
Térmicamente [3].
Designació
Aplicaciones Típicas
n
1060
1100
Equipos para proceso químicos, tanques y tuberías.
Aplicaciones de arquitectura y decoraciones, mobiliario, partes
estampadas.
1350
Conductores eléctricos y alambres.
3003
Aplicaciones de propósito general en donde se requieren resistencias
ligeramente superiores a aleación 1100. Equipo para manufactura y
procesamiento de alimentos, tanques para industria petrolera y
petroquímica.
3004
Laminado de resistencia superior a aleación 3003
4032
Fabricación de pistones de motores
5005
Conductores eléctricos y aplicaciones de arquitectura.
5050
Similar a aleación 3003 y 5005, pero más fuerte. Excelentes cualidades
para acabados.
5052, 5652
Aplicaciones de laminado que requieren una resistencia superior a
aleación 5005.
Conformado y buena resistencia a la corrosión. Tanques de
almacenamiento, accesorios para botes. La aleación 5652 presenta
mejor control de impurezas en servicio para H 2O2.
5083
Componentes para marina, tanques, recipientes a presión, estructuras
para criogénica, vagones de trenes, aparejos de perforación.
5086
Componentes para marina, tanques, tanqueros, chasis para camiones
5154,5254
Recipientes a presión, tanqueros. La aleación 5254 presenta mejor
control de impurezas en servicio para H2O2.
5454
Aplicaciones estructurales y tanques para servicio a altas temperaturas.
5456
Estructuras, tanques, recipientes a presión, componentes para marina
Los grupos que conforman las aleaciones de aluminio no tratables térmicamente se
indican a continuación:
9
9
• Serie 1xxx: Las aleaciones de la serie 1xxx son de pureza comercial (mayor a 99%
Al), y se usan donde la conducción térmica y/o eléctrica o la resistencia a la
corrosión, supera las exigencias de resistencia mecánica, en las consideraciones de
diseño.
• Serie 3xxx: Las aleaciones de la serie 3xxx se usan en aplicaciones donde se
requiere de una resistencia y conformabilidad adicional, junto con una buena
resistencia a la corrosión.
• Serie 4xxx: Aparte de uso como material de aporte para soldar, la serie 4xxx tiene
un uso limitado en aplicaciones industriales en forma de aleaciones maquinadas.
• Serie 5xxx: Las aleaciones de la serie 5xxx son usadas en aplicaciones, en las
cuales aún se requieren altas resistencias, que se logran a partir de grandes
cantidades de magnesio en solución sólida. Es de relevancia señalar, que el
magnesio promueve el endurecimiento por trabajo en frío, reduciendo la energía de
falla concentrada y de esta manera la tendencia a la recuperación dinámica. Estas
aleaciones presentan normalmente una buena resistencia a la corrosión, pero debe
tenerse cuidado durante el procesamiento para evitar la formación continua de
precipitados β-Mg3Al2 en los límites de grano, los cuales pueden promover la
corrosión intergranular. Esto puede ocurrir en aleaciones intensamente trabajadas
en frío con alto contenido de magnesio, cuando se exponen a temperaturas entre los
120 y 200 °C (250 a 390°F).
1.2.2.3 Aleación de Aluminio 5086
Esta aleación tiene una resistencia estructural media con propiedades mecánicas que
se encuentran entre las aleaciones 5083, 5454, 5754. Su resistencia a la corrosión es
muy buena, su soldabilidad es buena con ambos procesos GTAW y GMAW utilizando el
material de aporte con las normas AWS D1.2. Tiene mejor formabilidad que la aleación
5083. La elección entre dichas aleaciones se basa en la resistencia y requisitos
deformado a la medida en que las aleaciones están disponibles.
Como con la aleación 5083, la aleación 5086 en todos los tratamientos puede ser
susceptible a la corrosión intergranular, sobre todo en los H32 y H34, que en
determinadas circunstancias, pueden desarrollar grietas de corrosión bajo tensión con
carga sostenida. Los tratamientos especiales tales como el H116 se han desarrollado
10
10
para minimizar este efecto. Sin embargo, la utilización de esta aleación no se
recomienda cuando el material está destinado a ser sometido a severos trabajos en frío
y/o cuando la temperatura de servicio es superior a 65 oC (149 oF) (338,15 oK), en tales
casos, en su lugar se debe seleccionar a las aleaciones 5754 y 5454.
Cuando exista un requisito específico para la selección de una combinación
aleación/tratamiento que pueda ser susceptible a fisuras por corrosión bajo esfuerzo,
debido a sus condiciones de servicio, este material se debe someter a la prueba de
corrosión bajo esfuerzos, de común acuerdo con los procedimientos convenidos entre
el fabricante y el comprador. En todos los tratamientos H, la aleación 5086 es fácilmente
maquinable y con tratamientos de ablandamiento acepta un formado más severo [9].
1.2.2.4 Tratamiento H116
H – Para designar a los endurecidos por trabajo: Estado de Acritud, viene con
materiales a los que se ha realizado un endurecimiento por deformación.
H1 – Endurecido por trabajo solamente: Acritud solamente.
Endurecimiento por
deformación plástica en frío, hasta obtener la resistencia mecánica requerida, sin
tratamiento térmico (laminación).
H116– Propiedades de tratamiento específica: Tratamiento específico para controlar la
corrosión intergranular. Este tratamiento le otorga a la aleación 5086 H116:
características de proceso excelentes, buena resistencia a la corrosión, alta dureza y
procesado sin la distorsión, la película de color más fácil, la oxidación con resultados
excelentes ampliamente utilizado en los varios componentes estructurales industriales
que requieren la fuerza media [21].
1.3 Soldabilidad del aluminio
Según el manual de Soldadura para Ingenieros, un material es soldable en un grado
prefijado, cuando se logra la continuidad metálica de la unión a través de un
procedimiento determinado y para una aplicación específica, de manera que dicha
unión cumpla con las exigencias prescritas con respecto a sus propiedades locales y a
su influencia en la construcción de la cual forma parte integrante [20].
En el caso específico del aluminio, así como sus propiedades lo hacen acreedor del
primer lugar en la selección de materiales para ciertas aplicaciones, también dificultan
11
11
pero no imposibilitan el proceso de soldadura. Esta situación depende del grupo de
aleación de aluminio al cual nos refiramos [12].
1.3.1 Formación de óxidos
La película de óxido de aluminio que funde a 2037 °C (3700 °F), debe ser removida por
medios químicos o mecánicos antes de la soldadura, ya que si esto no llegara a
realizarse el resultado será una fusión incompleta. Los fundentes usados en algunos
procesos de unión contienen cloruros y fluoruros con el fin de eliminar los óxidos. Éstos
deben ser removidos después del proceso de unión para evitar posibles problemas de
corrosión durante el servicio [12,11].
Los tratamientos electrolíticos anódicos aplicados al aluminio generan también una
densa y espesa capa de óxido, que impide la formación del arco eléctrico, ya que es
capaz de resistir más de 400 Voltios. En este caso la reducción de la capa de óxido es
requerida no solo en la junta soldada, sino también en el sitio en donde se acopla el
terminal a tierra.
1.3.2. Solubilidad del hidrógeno
El hidrógeno se disuelve muy rápidamente en el aluminio fundido, sin embargo en
estado sólido, tiene poca solubilidad y se ha determinado que es el principal causante
de porosidad en la soldadura de aluminio [11]. Las altas temperaturas del charco de
soldadura permiten, que una gran cantidad de hidrógeno sea absorbido, pero cuando el
charco solidifica la solubilidad del hidrógeno se reduce bruscamente. El hidrógeno que
excede los límites de solubilidad efectiva y no escapa del metal solidificado, forma
poros de gas. Cualquier fuente de hidrógeno, tales como lubricantes o humedad sobre
la superficie del metal base o de aporte, infiltraciones o condensación en la tobera o en
el sistema de enfriamiento por agua de la pistola o humedad en el gas de protección,
debe ser eliminada para producir soldaduras de calidad. Si bien Dickerson plantea esto,
tampoco aclara la relación, que debe existir entre la temperatura, derivada por la
energía introducida (HI), la velocidad de soldadura y el flujo de gas Argón, para
disminuir este efecto [12].
Las aleaciones de aluminio de la serie 5xxx son más sensibles a la formación de óxidos
hidratados, por lo que los carretes de alambre deben ser almacenados en un lugar seco
12
12
y caliente. La humedad no debe ser removida de los óxidos hidratados por
calentamiento, como se hace con los electrodos revestidos, sino que deberán
reacondicionarse (cocerse) antes de usarse, o desecharse.
1.3.2.1 Porosidad
La porosidad en el aluminio fundido guarda estrecha relación con las velocidades de
avance en el proceso de soldadura, donde las más bajas crean frentes de solidificación
más lentos y por lo tanto, una expulsión favorable de los poros [25]. Las fuentes de
hidrógeno presentes en el sistema de soldeo, dependen particularmente del proceso
de soldadura. Aquí se puede apreciar, que debe existir un compromiso entre la
velocidad óptima, para no favorecer la formación de precipitados β-Mg3Al2 y de
expulsión de este gas mencionado. Aspecto este que no se recoge en la literatura.
En el caso de la soldadura por arco eléctrico, las fuentes de gases que pueden generar
porosidad entre otras son: el metal base, el de aporte y el gas de protección. Por lo
tanto, la porosidad puede evitarse en este caso, minimizando la contaminación con
hidrógeno durante la soldadura, mediante la correcta preparación de la junta, el uso de
un gas de protección de alto grado (bajo punto de rocío) y el adecuado almacenamiento
del material de aporte (protección contra ambientes húmedos y aceite) [24].
A continuación, en la tabla 1.3.1. se indican ciertas prácticas recomendadas para la
selección de algunos materiales de aporte, cuando se sueldan aleaciones de aluminio
no tratables térmicamente:
Tabla 1.3.1. Recomendadas para la selección de algunos materiales de aporte [15]
Metal Base
1xxx
3xxx
5xxx (bajo magnesio)*
5xxx (alto magnesio)**
Material de aporte
1xxx, 4xxx
1xxx, 4xxx
5xxx, 4xxx
5xxx
*< 3 % en peso, ** > 3 % en peso.
1.3.3 Agrietamiento en caliente
Los problemas con el agrietamiento en caliente tienen lugar, cuando una soldadura se
encuentra bajo condiciones muy severas de compresión o cuando se sueldan
13
13
aleaciones que son muy susceptibles a éste, tal y como ocurre con la soldadura de las
aleaciones de la serie 5xxx. Cuyo bajo contenido de magnesio (0.5 a 2.5 % en peso de
Mg), coincide con el rango, en el cual ocurre el máximo de susceptibilidad al éste. Para
evitar el mismo se recomienda usar aportes de aleaciones con alto contenido de
magnesio.
Es posible encontrar problemas similares, cuando se utilizan materiales de aporte 1xxx
para unir aleaciones 5xxx (o viceversa), o cuando se sueldan aleaciones disímiles como
1100 y 5083, donde la dilución mutua puede provocar bajos niveles de magnesio. Otro
punto que debe considerarse cuando persiste este tipo de agrietamiento, es el uso de
aportes de aleación 4xxx.
Estas aleaciones de Aluminio- Silicio tienen una excepcional resistencia contra este tipo
del agrietamiento, debido en parte a la abundancia en líquido eutéctico disponible para
el relleno de soporte. Sin embargo, su uso debe evitarse cuando se sueldan aleaciones
con alto contenido de magnesio (>3% en peso), debido a la fragilización ocasionada por
la excesiva precipitación de Mg 2Si. Otras desventajas son la baja ductilidad de la junta y
la diferencia de color cuando es anodizada. La soldabilidad se incrementa con el
contenido de silicio (por ejemplo, la aleación 4047 vs. la aleación 4043).
1.3.4 Conductividad eléctrica
En la soldadura por arco eléctrico el terminal de tierra puede ser conectado en cualquier
parte, aunque se recomienda hacerlo sobre una mesa de trabajo de acero, ya que la
capacidad aislante del óxido sobre el aluminio, pueden provocar deficiencias en la
transferencia de la corriente eléctrica. La formación de arcos eléctricos entre los puntos
de contacto puede dañar la superficie de aluminio.
Las aleaciones de aluminio poseen una alta conductividad eléctrica, que evita el
calentamiento del electrodo por resistencia, como sucede con los electrodos ferrosos.
Haciendo posible el uso de largas boquillas de contacto que además son deseables
porque proveen muchos puntos de contacto y permiten la buena conmutación eléctrica.
1.3.5 Características térmicas
La conductividad térmica del aluminio es cerca de seis veces la del acero [11]. Aunque
la temperatura de fusión de las aleaciones de aluminio es sustancialmente menor que la
14
14
de las aleaciones ferrosas. Se requiere un mayor aporte de calor para soldar aluminio,
debido al alto valor del calor específico. Incluso de esta manera cuando se utilizan bajas
velocidades de avance, el calor puede ser conducido más allá del arco, requiriendo
continuos ajustes de los parámetros de soldadura. Estos aspectos, sobre la influencia
de los parámetros, más allá del arco, no han sido tratados con profundidad en estas
aleaciones [11].
La alta conductividad térmica hace al aluminio muy sensitivo ante las fluctuaciones en el
aporte de calor que suministra el proceso. Específicamente, se requiere un aporte
permanente de calor en los procesos de soldadura más rápidos, tales como el GTAW,
para evitar variaciones en la penetración y la fusión. Por ejemplo, estos defectos
pueden producirse por fluctuaciones en la corriente usada al realizar un pase de raíz en
una junta biselada o de filete, cuando se manipula la pistola de soldar alimentada por
una fuente de corriente constante. La conductividad térmica en estas aleaciones a
diferencia de las aleaciones de acero, requieren de mayor atención jugando un papel
importante en este aspecto los parámetros del proceso de soldadura que se utilicen.
La expansión térmica del aluminio es aproximadamente el doble que la del acero, y las
soldaduras de aluminio se contraen cerca de un 6% de su volumen inicial cuando
solidifican [11]. Los materiales delgados deben ser sujetados adecuadamente para
mantener los bordes de la unión juntos y alineados. Los cráteres formados al final de
los cordones deben ser tomados en cuenta y evitados en lo posible, para prevenir la
falta de contracción y el agrietamiento de cráteres. Dicho aspecto puede mejorarse con
el estudio consecuente del uso de los parámetros del proceso de soldadura y no es
tratado en la literatura.
1.3.7 Influencia de los elementos aleantes en las propiedades de las aleaciones de
aluminio
Aunque las principales diferencias entre las propiedades y características de las
aleaciones de aluminio están usualmente asociadas a las adiciones de elementos
aleantes en diferentes magnitudes, muchos de ellos producen efectos significantes
cuando se añaden en cantidades del orden de 1%. Según como lo reporta ASM [3] se
indican los efectos que producen las adiciones de los siguientes elementos:
15
15
• Carbono: puede presentarse con poca frecuencia en el aluminio en forma de
oxicarburos o carburos, de los cuales el más común es el Al 4C3, aunque es posible la
formación de carburos con otras impurezas como el titanio. El Al 4C3 se descompone
ante la presencia de agua o vapor de agua, lo cual puede conducir al abollamiento
de la superficie. La transferencia metálica normal y las operaciones con fundentes,
usualmente, reducen el contenido de carbono al orden de ppm.
• Cromo: está presente en el aluminio comercial como una impureza menor (de 5 a
10ppm). Tiene un gran efecto sobre la resistividad eléctrica y es añadido en muchas
aleaciones de Al-Mg, Al-Mg-Si y Al-Mg-Zn en cantidades, que generalmente no
exceden el 0.35%. Cuando se excede de éste límite, tiende a formar constituyentes
gruesos con otras impurezas o adiciones, como el manganeso, hierro y titanio. El
cromo forma fases dispersas en los productos maquinados, las cuales inhiben la
nucleación y el crecimiento de grano. Es usado para controlar la estructura de grano
y prevenir su crecimiento en aleaciones Al-Mg. Las estructuras fibrosas que
desarrolla, reducen la sensibilidad a la corrosión por esfuerzo y mejoran la
tenacidad. El cromo en solución sólida y como fina fase dispersa incrementa
suavemente la resistencia de las aleaciones. La principal desventaja del cromo en
las aleaciones tratables térmicamente es el incremento a la sensibilidad al templado,
cuando la fase endurecida tiende a precipitar sobre las partículas de fase cromo
preexistentes. Este aspecto guarda estrecha relación con el control de los
parámetros del proceso de soldadura y su influencia sobre la morfología y las
propiedades [16].
• Cobre: las aleaciones aluminio-cobre contienen entre 2 y 10% de Cu, generalmente
con otras adiciones, formando importantes familias de aleaciones. Tanto las
fundiciones como las aleaciones maquinadas responden al tratamiento térmico y al
subsecuente envejecimiento con un incremento en la resistencia, la dureza y una
reducción de la ductilidad. La resistencia máxima se logra entre un 4 y 6% de Cu,
dependiendo de la influencia de los demás constituyentes presentes.
• Hierro: es la impureza más comúnmente encontrada en el aluminio. Tiene gran
solubilidad en el aluminio fundido por lo que se disuelve muy fácilmente en todas las
etapas de fundición, mientras que en estado sólido su solubilidad es de
aproximadamente 0.04%, el hierro se usa en conductores eléctricos para elevar un
16
16
poco su resistencia y reducir la fluencia a temperaturas moderadamente altas,
también reduce el crecimiento de grano en las aleaciones maquinadas.
• Magnesio: la solubilidad máxima en estado sólido en el aluminio es de 17.4%,
aunque en las aleaciones corrientes maquinadas no excede de 5.5%. El magnesio
precipita preferentemente en los límites de grano como una fase altamente anódica
(Mg5Al3óMg5Al8), lo cual produce susceptibilidad al agrietamiento intergranular y a la
corrosión por esfuerzo. La adición de magnesio incrementa fuertemente la
resistencia del aluminio sin reducir su ductilidad. La resistencia a la corrosión y la
soldabilidad son buenas.
• Manganeso: su concentración se ubica normalmente entre 5 y 50 ppm (partes por
millón). Disminuye la resistividad, incrementa la resistencia, tanto en solución sólida
como en fase intermetálica, precipitada finamente. No tiene efectos adversos sobre
la resistencia a la corrosión. Cuando se usa como adición incrementa la resistencia y
controla la estructura de grano; su efecto es el de aumentar la temperatura de
recristalización y promover la formación de estructuras fibrosas sobre el trabajo en
caliente. Como un precipitado disperso es efectivo en la recuperación gradual y en la
prevención del crecimiento de grano, asimismo mejora la sensibilidad al templado en
las aleaciones tratables térmicamente.
• Níquel: la solubilidad sólida de este elemento en el aluminio no excede el 0.04%,
por encima de este valor se presenta como un insoluble intermetálico, usualmente
en combinación con el Fe. El níquel por encima del 2% incrementa la resistencia del
aluminio de alta pureza pero reduce la ductilidad. Cuando se añade a aleaciones
Al-Cu y Al-Si mejora la dureza y la resistencia a elevadas temperaturas y reduce el
coeficiente de expansión.
• Titanio: se encuentra en el aluminio comercial en cantidades de 10 a 100 ppm. Éste
se usa principalmente como refinador de grano en las fundiciones de aleación de
aluminio. Cuando se usa solo, el efecto del titanio disminuye con el tiempo de
permanencia en estado líquido y con la refusión repetida. El titanio es un elemento
añadido comúnmente a los alambres de aporte, ya que refina la estructura de la
soldadura y previene el agrietamiento. Este aspecto es importante pues el exceso de
17
17
energía introducida en el depósito de soldadura puede provocar, por esta causa, el
crecimiento del grano y la fragilización de la unión soldada.
• Zinc: las aleaciones de Al-Zn, que contienen otros elementos, ofrecen la más alta
combinación de propiedades mecánicas, entre todas las aleaciones de aluminio
maquinadas. La presencia de zinc en el aluminio incrementa el potencial de
disolución ,de aquí su uso como recargue protector (7072).
1.4 Proceso de soldadura GTAW (TIG)
La soldadura por arco de tungsteno y gas (Gas Tungsten Arc Welding, GTAW) es un
proceso de soldadura por fusión que utiliza un arco eléctrico como fuente de calor entre
un electrodo de tungsteno (no consumible) y el metal base. Puede usarse con o sin
metal de aporte, según lo requiera la aplicación específica, tal como se muestra en la
figura 1.1 de anexos. El proceso emplea un gas inerte protector y sin aplicación de
presión. En los manuales, a pesar de que aparecen los intervalos de flujo
recomendados para cada tipo de soldadura, no se muestran las influencias de éste
sobre la microestructura y las propiedades del depósito. Hoy en día muchas industrias
están haciendo uso del proceso GTAW como un instrumento de soldeo de alta calidad
en las uniones producidas.
Se pueden identificar 4 elementos básicos de este proceso de soldadura, los cuales
son:
• Antorcha
• Electrodo de Tungsteno
• Máquina de soldar o Fuente de Poder
• Gas Protector y reguladores
Puede usarse el proceso manual GTAW (TIG), ya sea con corriente alterna o corriente
directa dentro de las formas de polaridad directa o invertida. La selección de estas
alternativas de trabajo va a depender del material a unir, por ejemplo para el aluminio se
recomienda la corriente alterna, para soldar secciones cuyo espesor varíe desde 1mm
hasta 9.50 mm.
El recubrimiento de óxido en algunos metales base, el cual se ha formado, provoca un
efecto adverso sobre la fluidez del metal de la soldadura y sobre la solidificación,
presentando mayor riesgo de porosidad. El alambre de aporte debe estar limpio, si no
18
18
se quita el óxido del alambre de aporte puede introducir humedad, produciendo
porosidad en el cordón de soldadura.
La aparición de inclusiones puede ser de dos tipos; metálicas y no metálicas, a
consecuencia del uso de corriente excesiva para un tamaño dado de electrodo, dando
lugar a que se deposite tungsteno en la soldadura. Aunque esto se pueda afirmar no
existen en la literatura consultada trabajos que correlacionen la influencia de los
parámetros del proceso de soldadura, como por ejemplo: la energía introducida (HI), el
flujo del gas Argón, el biselado de los bordes a unir con estos aspectos.
Como se mencionó, para aplicaciones en aluminio se emplea ampliamente la soldadura
con corriente alterna, generalmente con alta frecuencia en aplicaciones manuales y
automáticas, siguiendo estrictamente los procedimientos establecidos; atendiendo al
tipo de electrodo de tungsteno, al tamaño de la boquilla para soldar, el tipo de gas y las
tasas de flujo del mismo. Los gases a emplear pueden ser argón o helio, o una mezcla
de ambos. El más empleado es el argón y se usa a un menor flujo, el helio aumenta la
penetración, pero necesitando un mayor flujo. De igual forma no se muestran trabajos
que avalen la influencia del flujo del gas protector en la morfología del depósito, la ZAT
y su relación con las propiedades mecánicas.
El aluminio crea su propia capa de óxido protectora, la cual debe de ser retirada para
mejorar la calidad de la soldadura. En el caso del proceso TIG con corriente alterna, su
método eléctrico de remoción de óxido, emplea bombardeo catódico o de electrones, el
cual tiene lugar durante el medio ciclo positivo de la corriente alterna, al soldar con arco
de tungsteno en gas. Éste es un fenómeno eléctrico, que en realidad “sopla” la capa de
óxido, produciendo una superficie limpia. Este es una de las razones por la que es tan
común la soldadura de arco de tungsteno en gas con corriente alterna en aleaciones de
aluminio.
Preconclusiones
En la literatura consultada no se establece con profundidad, la correlación que existe
entre el uso de los parámetros de soldadura, en el procedimiento TIG y en general, con
la morfología de los depósitos y la respuesta mecánica de la zona fundida y ZAT.
19
19
CAPITULO 2: MATERIALES Y MÉTODOS.
2.1 Introducción.
Es aún insuficiente el conocimiento acerca de la influencia de los parámetros del
régimen de soldadura, en los posibles cambios morfológicos en estos depósitos y su
efecto en las propiedades mecánicas. No se había valorado la influencia de la variación
de los parámetros del proceso de soldadura (energía introducida y flujo de gas) en la
estructura y las propiedades del depósito, aspectos tratados en este trabajo. Teniendo
en cuenta esto, se valoró la posibilidad de evaluar la variación de los parámetros del
proceso de soldadura (amperaje y flujo de gas), lo que permitió estudiar los posibles
cambios en la morfología y su influencia en las propiedades mecánicas. El rango de
intensidades y flujo de gas daban la oportunidad de valorar su influencia en dos niveles,
por lo cual quedó conformado un diseño de 2 2.
La caracterización de los depósitos se realizó empleando dureza y resistencia a la
tracción y doblez, análisis metalográfico y observación al microscopio óptico, para
identificar las fases y estructuras presentes. Se evaluaron los posibles cambios
morfológicos en estos depósitos, al determinar cantidad, tamaño y dispersión de los
granos, conjuntamente con las nuevas fases presentes.
Una máquina cortadora grande PEARSON de capacidad de 3050 mm de longitud de
corte y espesor máximo de corte de 13 mm, una máquina cortadora pequeña JMQ 12de
capacidad de 200 mm de longitud de corte y espesor máximo de 10 mm, una máquina
para medir dureza Brinell estándar con esfera de 10 mm de diámetro con una carga no
mayor a 3000 kg por un tiempo comprendido entre 10 a 15 segundos, un microscopio
óptico Olympus CK 40M y una máquina universal marca BALDWIN de una capacidad
de 2000 kg, fueron utilizadas a fin de realizar los distintos ensayos en este trabajo.
El posible efecto de las variables intensidad de corriente y flujo de gas se describen en
modelos utilizando las medidas realizadas en los parámetros morfológicos y su efecto
en las propiedades mecánicas.
2.2 Obtención de probetas de Aluminio AW5086 y electrodos utilizados.
Las probetas soldadas fueron de aluminio AW5086 H116 ASTM B928 (según
Inspection Certificate 3.2 Nro: 4435), cuya composición química se refleja en la tabla
30
2.1. Cabe destacar que en Venezuela la mayoría de las embarcaciones navales son
fabricadas de este material.
Tabla 2.1. Composición química de la aleación de aluminio AW5086
Elementos
%
Si
1.1
Fe
Cu Mn Mg
Cr
Zn
Ti
Otros
0.26 0.04 0.46 4.50 0.06 0.13 0.01 -----------
Al
Resto
1
Para realizar el proceso de soldadura, se utilizaron planchas de 8 mm (5/16 in) de
espesor, las cuales fueron cortadas con equipo de plasma,
en probetas de
dimensiones de 25 cm x 25 cm, realizándole un bisel de 30 o a cada plancha, tal como
se evidencia en las figuras 2.1 y 2.2
Figura 2.1. Lamina AW5086 H116
Figura 2.2. Junta tipo V hecho en las
muestras con los biseles de 30° formando los
60°.
Como material de aporte se utilizaron varillas con denominación AWS A5-10 ER5356,
en forma de alambre con Ø de 3/32” (2,5 mm) y log de 36” (914,4 mm), cuya
composición química se muestra en la tabla 2.2 y su forma en la figura 2.3 a y 2.3 b.
Tabla 2.2. Composición química del material de aporte AA5356
Elementos
Si
Fe
Cu
Mn
Mg
Cr
Zn
Ni
Ti
Al
%
2.1
0.4
0.30
--
4.5
--
0.10
--
0.20
resto
31
Figura 2.3a Varillas de aporte
Figura 2.3b Varillas de aporte
Se utilizó además electrodo no consumible de Tungsteno Punto verde de 1/8 plg de
diámetro, tal como se muestra en la figura 2.4.
Figura 2.4 Electrodo no consumible de Tungsteno
2.3 Proceso de soldadura.
El Procedimiento utilizado fue con de Soldadura TIG, utilizando la máquina para soldar
Miller Syncrowave 200, de alta frecuencia con 300 Amperios., tal como se muestra en la
figura 2.5.
Figura 2.5. Máquina para soldar, marca Miller.
32
Se empleó como gas inerte el Argón con una composición de la mezcla 99,95%, ya que
posee la ventaja de generar fácilmente un arco más estable y tiene una mejor acción de
limpieza en la soldadura sobre aluminio y magnesio (trabajando con CA) con una
resistencia mayor a la tracción. Además deja la soldadura brillante y con una apariencia
plateada. La figura 2.6 muestra la bombona de argón para la soldadura.
Figura 2.6. Bombona de argón para soldadura.
Además se utilizó un soplete para soldadura TIG, que contiene un interruptor de control,
para comandar el suministro de gas inerte, el de agua,
así como el de energía
eléctrica, como se muestra en las figuras 2.7 y 2.8.
Figura 2.7 Soplete para soldadura
TIG
Figura 2.8 Soplete para soldadura
TIG
Una vez identificado los equipos e insumos se establecieron los parámetros utilizados
para la soldadura de las placas de aluminio AW5086 con tratamiento H116, los cuales
están regidos
por los procedimientos de soldadura WPS (Welding Procedure
Specification); los mismos se pueden observar en la figura 2.9 y tabla 2.3.
33
Soldadura con bisel V
y respaldo (2)
Junta a Tope (B)
TODAS LAS DIMENSIONES
EN mm
Proceso de
Soldadura
GTAW
Designación
de la Junta
B-L2-a
Espesor del
Metal Base
(I=Ilimitado)
T₁
(mm)
T₂
6,35
a
8,0
-
Preparación del Bisel
Abertura
raíz
Talon
ángulo
bisel
R = 10
f=1a3
α = 60°
de
Discrepancia
Según presentac
Posiciones de
Soldaduras permitidas
del
+ 6, - 2
±2
+10°, -5°
TODAS
Figura 2.9 Parámetros de la junta soldada.
Tabla 2.3. Especificaciones del procedimiento de Soldadura [26]
WELDING PROCEDURE SPECIFICATION (W. P. S.)
MATERIAL BASE: (Q. W. 403)
PRECALENTAMIENTO: ( Q. W. 406 )
 ESPECIFICACION: ASTM B928-5086
 TEMPERATURA DE
H116
PRECALENTAMIENTO 50 a 100 oC
 DE N° P - GR: P=25 Grupo= 1
 TEMPERATURA ENTRE PASADAS: DE
 A N° P G R: P=25 Grupo= 1
100 A 150 oC
 ESPESOR: 2 mm hasta 19 mm
 DIAMETRO: N/A
FUNDENTE: N/A
 PASES:
 POSICION: (Q.W. 405)
 POSICION: PLANA 1G
 PROGRESION: Derecha a Izquierda
TRATAMIENTO TERMICO DESPUES DE
SOLDAR:
(Q. W. 407)
 TEMPERATURA: N/A
 TIEMPO: N/A
MATERIAL DE APORTE: (Q.W. 404).
 ESPECIFICACIONES: AWS-5.10
 CLASIFICACION: ER-5356
 DIAMETRO: (2,5mm) 3/32”
MARCA: LINCOLN/HARRIS/ESAB
 S F A :5-10 Tungsteno EWP Pto.
Verde Diámetro 3/32”
GAS: ( Q. W. 408 )
 TIPO DE GAS: ARGÓN
 COMPOSICION DE LA MEZCLA DE
GASES: 99.95%
34
Una vez preparadas las láminas con los procedimientos previamente explicados, se
procedió a realizar la soldadura en el taller: Rectificadora Panamericano, ubicado en
Maracaibo Estado Zulia. El tipo de junta es de tipo V, con penetración a raíz. Antes de
iniciar el proceso de soldadura, el material se limpió con trapo y alcohol antes de
precalentar y luego soldar. Se utilizó electrodo de tungsteno puro y la punta
redondeada. (Ver figura 2.10).
Figura 2.10. Procedimiento de Limpieza
Para poder garantizar los niveles de energía introducida dentro de las condiciones de
ensayo, se utilizó un soldador certificado por la AWS. Se entrenó y se preparó para
poder realizar de forma reproducible y confiable, las condiciones requeridas durante el
relleno de los cupones. (Ver figura 2.11).
Figura 2.11 Proceso de Soldadura
Durante el proceso de soldadura, se pudo registrar el amperaje y el voltaje promedio
utilizados en la primera corrida (150 A y 8 L/min de Flujo de Argón) (Ver figura 2.12).
35
Figura 2.12 Registro de Voltaje y Amperaje
Después de culminado el proceso de soldeo de las muestras, se abre paso al proceso
de esmerilado, el cual tiene como finalidad de eliminar excesos de material de aporte
que pudieran quedar en el material base y luego la limpieza se hizo con cepillo de
alambre de acero inoxidable y los puntos tuvieron penetración total. (Ver figura 2.13).
Figura 2.13 Proceso de Esmerilado
Finalmente cumplidos todos los parámetros y métodos planteados para llevar a cabo el
experimento, todas las muestras están listas para ser sometidas a las diferentes
pruebas y ensayos, en la figura 2.14 se muestra la lámina:
Figura 2.14 Lámina soldada
36
Los valores de voltaje e intensidad fueron promediados según los registros realizados
por los instrumentos. Siendo utilizados los valores de intensidad de corriente en los
rangos de 150 y 210 A y de flujo de argón de 8 y 18 L/min, se estructuró un diseño
experimental, donde las corridas referentes a los parámetros del régimen de soldadura
(intensidad y flujo de argón) garantizarán dos niveles diferentes de energía introducida,
para cada tipo de electrodo. La composición de las corridas del diseño experimental se
muestra en la matriz de la tabla 2.4.
Tabla 2.4. Parámetros de soldadura
Amperaje (A)
Flujo de Argón
Dureza
l/min
Brinell
150
8
59,34
150
18
52,00
210
8
54,56
210
18
53,66
Luego de garantizar los valores adecuados de energía introducida para dos niveles
diferentes, ajustando los parámetros de intensidad y flujo de argón, como se muestra en
la tabla
2.4, se pasó a estructurar el plan de experimentos que permitiera poder
estudiar y correlacionar los cambios morfológicos de los depósitos con la variación de la
dureza y resistencia a la tracción. Lo cual se presenta a continuación.
2.4 Composición del plan de experimentos.
Las corridas experimentales se organizaran partiendo de los valores antes indicados,
en un plan de experimento de 2 2, donde se correlacionarían las variables de entrada,
amperaje (A) y flujo de argón (l/min) con las variables de salida, dureza y resistencia a
la tracción. Lo cual se muestra en la tabla 2.5, para las condiciones de soldadura
indicadas en la tabla 2.4.
Este plan generó la realización de 4 corridas experimentales, con tres réplicas, para
cada uno de los electrodos utilizados. Estas corridas fueron analizadas por diferentes
técnicas para caracterizar las estructuras, los cambios morfológicos y su efecto en la
resistencia a la tracción, dureza y doblez. Aspectos que serán tratados a continuación.
37
Tabla 2.5. Valores de los parámetros de soldadura
Amperaje Flujo de Dureza Resistencia a
Doblez
Argón
Brinell
la Tracción
(A)
(MPa)
l/min
Resistencia Carrera Resistencia Carrera
Máxima Máxima Máxima Máxima
(MPa)
(mm)
(MPa)
(mm)
150
8
59,34
284,336
23,18
22,25
322,26
56
150
18
52,00
168,234
73,78
210
8
54,56
210,542
560,32
210
18
53,66
211,042
640,37
68,61
87,95
68,37
62,6
272,23
48,24
68,63
220,21
26,18
2.5 Fases, estructura y morfología de los depósitos.
Para evaluar la influencia de los parámetros del régimen en los cambios morfológicos,
se hace necesario la identificación de las fases presentes y el análisis de la
composición química de los depósitos analizados.
2.5.1 Ensayo de dureza de las láminas.
Este fue realizado en el laboratorio de materiales del programa de mecánica LUZ –
COL. El perfil de dureza se realiza de forma transversal al cordón. A cada lámina
correspondiente se le aplicó una medida, específicamente 2 pulg, tanto del lado
izquierdo como del lado derecho para que se lograra resultados acerca de cómo actuó
la soldadura en las zonas afectadas por el calor y en el material base. (Ver figura 2.15 y
2.16).
Figura 2.15 Aplicación de la carga
Figura 2.16 Medidas tomadas
La máquina utilizada para las pruebas realizadas a las láminas de aleación de aluminio
AA5086, fue un durómetro Brinell. (Ver figura 2.17).
38
Figura 2.17 Máquina de ensayo de dureza
Con el fin de comprobar las variaciones de dureza que experimentan las aleaciones
después de realizar los ensayos de soldadura, se llevaron a cabo determinaciones de
macro-dureza Brinell, por ser este el más indicado para los materiales con dureza
blanda. En el método de dureza Brinell estándar se debe utilizar una esfera de 10 mm
de diámetro con una carga no mayor a 3000 kg por un tiempo comprendido entre 10 a
15 segundos.
De igual manera es importante que el diámetro de la huella esté entre el 24% y 60% del
diámetro de la bola. Es decir, para las condiciones estándar (bola de d =10 mm), el
diámetro de la huella debe estar entre 2,4 y 6 mm. En la literatura se considera que la
huella “ideal” es calculada a partir de la ecuación 2. 1:
d = 0,375 D Ec (2. 1).
Donde (D) es el diámetro de esfera.
Si por alguna razón no se pueden aplicar las condiciones estándares es posible aplicar
cargas menores y utilizar identadores esféricos de diámetros menores (estas
mediciones no se consideran como estándar). En este caso la obtención de resultados
comparables de los ensayos exige la observación del criterio de semejanza que para el
caso dado corresponde a la constante de la relación de la carga respecto al cuadrado
del diámetro de la bola, de acuerdo a la ecuación 2.2.:
Ec (2.2)
Para la selección de los grados de fuerza y el tiempo de aplicación de la carga de
acuerdo al material (ver tabla 2.6).
39
2.6. Selección de los grados de fuerza [18]
2.5.2 Análisis Metalográfico.
Las muestras fueron cortadas por la superficie transversal al centro del cordón de
soldadura en una máquina PEARSON de capacidad de 3050 mm de longitud de corte y
espesor máximo de corte de 13 mm, para realizar los ensayos metalográficos y los
ensayos de tensión. (Ver figuras 2.18 y 2.19).
Figura 2.18 Máquina Pearson
Figura 2.19 Cortes de láminas
Luego se realizó un corte más exacto a cada una de las probetas para su posterior
desbaste y pulido, para luego ser observadas por el microscopio y observar su
estructura. (Ver figuras 2.20 y 2.21).
40
Figura 2.20 Máquina de Corte
Figura 2.21 Cortes de láminas
El procedimiento para realizar la metalografía se llevó a cabo en La Universidad Del
Zulia – Facultad de ingeniería. Escuela de Mecánica, en el laboratorio de Materiales.
Primero se realizó el desbaste con papel de lijas de 120, 240, 360, 400 y 600. (Ver
figuras 2.22 y 2.23).
Figura 2.22 Máquina de desbaste
Figura 2.23 Pieza desbastada
Luego se realizó el pulido, donde el líquido utilizado fue alúmina de 0.05 micrones; A
cada pobreta se le aplico la pulitura alrededor de 12 min, para luego ser atacada con
Keller y pasar con el microscopio y ver su estructura y composición. (Ver figuras 2.24 y
2.25).
Figura 2.24 Máquina de pulido
Figura 2.25Pieza pulida
41
Después de pulidas las piezas y atacadas con keller, las mismas se observaron en el
microscopio marca Olympus CK40M, Binocular con objetivos de, 100X 200X y 500X.
(Ver figuras 2.26).
Figura 2.26 Microscopio Olympus CK40M
Tanto el material base como el material de aporte, se observaron con aumentos de
100X, 200X y 500X. Por lo que empleando la observación al microscopio óptico y la
medida de microdureza en los depósitos analizados, permitió identificar las fases y
estructuras presentes. A partir de esto, se dan las condiciones para poder cuantificar
la presencia de estas fases y caracterizar los cambios morfológicos ocurridos en estos
depósitos.
También se utilizó el programa Image Tool, para realizar el tratamiento de imágenes y
la determinación cuantitativa de los parámetros que servirían para caracterizar los
cambios morfológicos presentes en los depósitos de soldadura.
2.5.3 Ensayo de Tracción
El ensayo se realizó en la Universidad del Zulia, Facultad de Ingeniería – Escuela de
Civil, en el laboratorio de Estructura y Materiales con una Máquina universal marca
BALDWIN (Ver figura 2.27), de una capacidad de 2000 kg. La operación consistió en
someter una probeta (ver figura 2.28) a una carga monoaxial gradualmente creciente
(es decir, estática) hasta que ocurriera la falla.
42
Figura 2.27 Máquina universal
Figura 2.28 Probetas utilizada
Para aplicar el ensayo destructivo de tracción es necesario condicionar la probeta con
una geometría normalizada AWS D1.1/ AWS D1.5. Esta se realiza en tres mediciones
del área de la sección transversal, de la porción paralela de la muestra de ensayo y se
calcula la media aritmética de los tres valores obtenidos, para la longitud calibrada de la
probeta, que debe estar de acuerdo a las especificaciones del ensayo estándar E-8 de
la ASTM (American Society for Testing and Materials). Este dice que tiene que ser de
50 mm (2 pulgadas) [19] y se rayan o marcan directamente a la superficie.
Una vez establecida la norma las probetas son fresadas en la zona media, para inducir
la rotura, posteriormente son pulidas, y se procede a tomar las medidas de la sección y
la distancia entre marcas para medir el alargamiento. A continuación se especifican las
medidas de las probetas utilizadas:
T: Espesor de las probetas, para este caso T = 8mm (0,31496 pulgadas).
L: 8 pulgadas (203,20 mm).
A: 2 ¼ pulgadas (57,15mm).
B: 2 pulgadas (50,08 mm).
C: ¾ pulgadas (19,05 mm).
W: 0,50 pulgadas ± 0,05 pulgadas (12,70 mm ± 1,27mm).
G: 2 pulgadas (50,08 mm).
R: ½ pulgadas (12,70 mm).
Para conocer las cargas que pueden soportar los materiales, se efectúan ensayos de
tracción, en donde se coloca una probeta en una máquina de ensayo consistente de
dos mordazas, una fija y otra móvil (ver figura 2.29). Se procede a medir la carga
mientras se aplica el desplazamiento de la mordaza móvil. La máquina de ensayo
43
impone la deformación desplazando el cabezal móvil a una velocidad seleccionable. La
celda de carga conectada a la mordaza fija entrega una señal que representa la carga
aplicada, las máquinas poseen un plotter que grafica en un eje el desplazamiento y en
el otro eje la carga leída.
Figura 2.29 Probeta sujetada por las mordazas
Figura 2.30 Diagrama Esfuerzo Deformación
Analizando las curvas de Esfuerzo-Deformación obtenidas (ver figura 2.30), se
determinan el punto de cedencia o de fluencia del material (σ Y), y el esfuerzo ultimo del
material ( ) [9]; el esfuerzo máximo que soporta se obtiene de dividir la máxima carga
(Pmax) soportada por la probeta entre el área de la sección trasversal original de la
probeta Ao.
Ec (2.3)
Dónde:
= Resistencia máxima en MPa
Pmax = Carga máxima en N
Ao = Área de la sección transversal original en mm2
Y la elongación final de la probeta, que se obtiene con el conocimiento de las
dimensiones originales y finales de la probeta utilizada y se determina con la siguiente
expresión.
Elongación =
l f − lo
lo
*100
Ec (2.4)
Dónde:
44
Elongación = Expresada en porcentaje
lf = Distancia entre marcas al producirse la rotura o alargamiento final en mm
lo = Longitud original calibrada expresada en mm
2.5.4 Ensayo de Doblez
El ensayo se realizó en la Universidad de la CUJAE – Habana Cuba en el laboratorio
de Materiales con una Máquina de ensayo de doblez (Ver figura 2.31), cuya operación
consistió en someter una probeta a una carga transversal (ver figura 2.32), hasta que la
pieza doblara por completo (ver figura 2.33)
Figura 2.31 Maquina para ensayo de Doblez Figura 2.32 Probeta con la carga aplicada
Figura 2.33 Probeta doblada
Para aplicar el ensayo de doblez fue necesario condicionar la probeta de soldadura con
medidas: ancho 5 mm, largo 90 mm y espesor 3 mm; para poder comprobar que el
procedimiento y parámetros seleccionados para la soldadura no hayan generado
fragilización o faltas de fusión en el cordón de soldadura con los materiales base. Con
este ensayo se evalúa la ductilidad de la unión soldada.
45
Las planchas soldadas son de un espesor de 3 milímetros, debido a eso se empleó un
punzón de diámetro de 13 milímetros, esto en base a la siguiente recomendación:
dp= 4t Ec (2.5)
Dónde:
dp = Diámetro del pin (punzón).
t = Espesor de la plancha.
Con la ayuda del punzón de 13 milímetros se aplicó una deformación plástica a las
probetas. Para lograr que una cara de la probeta esté sometida a esfuerzos de tracción
el doblado se realiza en un solo sentido. Se preparó probetas para poder ensayar la
superficie de la cara y revés del cordón de soldadura, cuatro probetas para ensayar la
cara del cordón y cuatro para el revés.
2.5.5. Procedimiento para la realización de la metalografía cuantitativa
Después de identificar las fases y estructuras presentes en los depósitos de fundiciones
blancas en aluminio, con el propósito de estudiar el efecto de los parámetros de
recargue fue necesario cuantificar los siguientes aspectos morfológicos: cantidad y
tamaño de granos, como medida de los cambios morfológicos que se pueden
presentar. La forma en que se realizó esta evaluación cuantitativa se indica a
continuación.
2.5.6 Cantidad de granos
Para la selección del área de medición se tomó para cada corrida tres micrografías del
cordón y tres micrografías de la ZAT el cual se colocó en el portaobjeto del microscopio
para visualizar un área de medición de mm 2, con aumento de 500 X, para contar la
cantidad de granos, tal como se describe en la norma ASTM [5]. En estas condiciones
se trabajó en el conteo de toda la población de granos presentes en cada imagen
analizada, el mismo se realizó tanto en el borde como dentro del grano y para ello se
utilizó el programa Digimizer image analysis.
46
CAPÍTULO 3: INFLUENCIA DE LA MORFOLOGÍA DE LOS DEPÓSITOS DE
SOLDADURA CON RELACIÓN A LA RESISTENCIA MECÁNICA.
3.1 Introducción.
La necesidad de conocer como es la influencia de los parámetros del régimen de
recargue, energía introducida ancho del cordón y número de capas, en los cambios
morfológicos provocados en los depósitos de fundiciones blancas y aceros al cromo y
su efecto en la resistencia al desgaste, llevó a realizar la caracterización de los
depósitos empleando análisis de composición química, dureza y observación al
microscopio óptico, para identificar las fases y estructuras presentes.
Al determinar cantidad, tamaño, al medir el área de la sección transversal y dispersión
de los carburos, conjuntamente con la medida del ángulo de inclinación de las
dendritas, se evaluaron los cambios morfológicos en depósitos de fundiciones blancas y
aceros al cromo.
En las superficies ensayadas se determinó el desgaste y rugosidad, donde se observó
por microscopía electrónica de barrido, para conocer el posible mecanismo de deterioro
superficial presente. El efecto de las variables energía introducida, ancho del cordón y
número de capas, utilizando las medidas realizadas de los parámetros morfológicos y
su efecto en la resistencia al desgaste abrasivo a nivel de laboratorio, son descritos en
modelos para evaluar la correlación morfología - desgaste.
Empleando los resultados a nivel de laboratorio, se logró proponer dos tecnologías de
recargue para depositar una capa dura en la superficie de trabajo de machetes
Zuazaga y luego comprobar su desgaste en la línea del tándem del central durante su
explotación, aspectos que se analizaron en el Capitulo IV.
3.2 Gráficas de dureza
Con el fin de comprobar las variaciones de dureza que experimentan las aleaciones
después de realizar los ensayos de soldadura, se llevaron a cabo determinaciones de
macro-dureza Brinell, utilizando una esfera de 10 mm de diámetro con una carga no
mayor a 3000 kg por un tiempo comprendido entre 10 a 15 segundos sobre la superficie
transversal de las láminas.
Los resultados muestran la variación de dureza que existe tanto a medida que se
penetra en la ZAT (Zona afectada térmicamente) como en el material base. Esto se
puede reflejar con mayor determinación en la gráfica 3.1.
47
Estas variaciones de dureza entre el material base y la Zona afectada térmicamente
contribuyen en gran manera a las fallas de las aleaciones de aluminio. Es importante
considerar además que durante el proceso de soldadura, el material sufre un proceso
de disolución de la matriz, lo que provoca una perdida en las propiedades mecánicas en
la ZAT.
Gráfica 3.1.- Curva de dureza.
3.3 Gráficas de ensayo de tracción
En las gráficas 3.2, 3.3., 3.4 y 3.5 se muestran las resistencias a la fluencia y la
resistencia máximas a la tracción usadas en las cuatro corridas. Para uniones de
soldadura normalmente solo se considera la resistencia máxima y no la elongación,
como propiedad a comparar con el material base, de igual manera el concepto de
resistencia a la fluencia no es adecuado para criterio de falla en uniones soldadas.
48
Grafica 3.2 corrida I Ensayo de tracción
49
Grafica 3.3 corrida II Ensayo de tracción
50
Grafica 3.4 corrida III Ensayo de tracción
51
Grafica 3.5 corrida IV ensayo de tracción
52
3.4 Gráficas de ensayo de doblez
Las gráficas 3.6, 3.7, 3.8 y 3.9 permiten observar el comportamiento de la fuerza Vs. La
deformación de las probetas utilizadas en las cuatro corridas.
Grafica 3.6 corrida I ensayo de doblez
53
Grafica 3.7 corrida II ensayo de doblez
54
Grafica 3.8 corrida III ensayo de doblez
Grafica 3.9 corrida IV ensayo de doblez
55
3.5 Fases y estructuras de los depósitos.
La identificación de las fases y estructuras presentes en los depósitos se realizó
empleando microscopía óptica y mediciones de dureza, en las corridas experimentales
donde se obtuvieron resultados interesantes en la resistencia mecánica. En estos
depósitos
las
fases
y
estructuras
que
se
presentan
están
determinadas
fundamentalmente por la composición química del material de aporte utilizado, se
analizaran a continuación para el material base, la zona afectada térmicamente y la
interface entre las dos zonas.
3.5.1 Microestructuras con 150 A y flujo de argón de 8 l/min.
La primera corrida se realizó con una intensidad de corriente de 150 A y un flujo de
argón de 8 l/min. En la figura 3.1 se muestran imágenes de microscopia óptica,
correspondiente al material base, con aumentos de 100 X y 500 X respectivamente. La
Microestructura presenta granos pequeños y una red continúa de partículas finas del
compuesto intermetalico Mg2Al3 llamada fase β en los límites de grano (ver grafica 10
del anexo)
A) Aumento de 100 X.
Ataque con Keller.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Figura 3.1. Fases y estructura del Material Base.
En la figura 3.2 se muestran imágenes de microscopia óptica, correspondiente al
material de aporte, con aumentos de 100 X y 500 X respectivamente. En la
microestructura se observa que el tamaño de grano aumento levmente en la ZAT, y en
el cordón de soldadura, se encuentra una fase eutéctica de Al- Mg 2Si (ver grafica 3.11)
56
A) Aumento de 100 X.
Ataque con Keller.
B) Aumento de 500 X.
Ataque con Keller.
Figura 3.2. Fases y estructura de la Zona Afectada Térmicamente
En la figura 3.3 se muestran imágenes de microscopia óptica, correspondiente a la
frontera del cordón, con aumentos de 100 X y 500 X respectivamente. Se presenta una
estructura con dendritas equiaxiales de aluminio con un precipitado fino de Mg 2Al3,
ubicado tanto en los límites de grano, como dentro del cuerpo.
A) Aumento de 100 X.
Ataque con Keller.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Figura 3.3. Fases y estructura del material de aporte (Cordón).
3.5.2 Microestructuras con 150 A y flujo de argón de 18 l/min.
57
La segunda corrida se realizó con una intensidad de corriente de 150 A y un flujo de
argón de 18 l/min. En la figura 3.4 se muestran imágenes de microscopia óptica,
correspondiente al material base, con aumentos de 100 X y 500 X respectivamente. La
Microestructura presenta granos pequeños y una red continua de partículas finas de
Mg2Al3 en los límites de grano.
A) Aumento de 100 X.
Ataque con Keller.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Figura 3.4. Fases y estructura del Material Base.
En la figura 3.5 se muestran imágenes de microscopia óptica, correspondiente al
material de aporte, con aumentos de 100 X y 500 X respectivamente. Se observan
granos
equiaxiales
de
aluminio,
predominantemente
hexagonales.
Ocurre
la
precipitación en el interior de los granos. En los límites de granos se llegan a formar
largos precipitados de Mg2Al3.
A) Aumento de 100 X.
Ataque con Keller.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Figura 3.5. Fases y estructura de la Zona Afectada Térmicamente
En la figura 3.6 se muestran imágenes de microscopia óptica, correspondiente a la
frontera del cordón, con aumentos de 100 X y 500 X respectivamente. Los granos
58
equiaxiales son de mayor tamaño. En el interior de los granos se observan dendritas de
Silicio eutéctico, orientadas en diversas direcciones. Los bordes de los granos están
bien delimitados por cadenas de pequeños precipitados de Mg 2Al3.
A) Aumento de 100 X.
Ataque con Keller.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Figura 3.6. Fases y estructura del material de aporte (Cordón).
3.5.3 Microestructuras con 210 A y flujo de argón de 8 l/min.
La tercera corrida se realizó con una intensidad de corriente de 210 A y un flujo de
argón de 8 l/min. En la figura 3.7 se muestran imágenes de microscopia óptica,
correspondiente al material base, con aumentos de, 100 X y 500 X respectivamente. La
Microestructura presenta granos pequeños y una red continua de partículas finas de
Mg2Al3 en los límites de grano.
A) Aumento de 100 X.
Ataque con Keller.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Figura 3.7. Fases y estructura del Material Base
En la figura 3.8 se muestran imágenes de microscopia óptica, correspondiente al
material de aporte, con aumentos de 50 X y 500 X respectivamente. En la
59
microestructura se observa una 5ed continua indeseable de partículas Mg 2Al3 precipitó
en las fronteras del grano; las partículas grandes son fases insolubles. Solución tratada
con aplicación de calor. Fragmentación de la estructura de grano.
A) Aumento de 50 X.
Ataque con Keller.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Figura 3.8. Fases y estructura de la Zona Afectada Térmicamente
En la figura 3.9 se muestran imágenes de microscopia óptica, correspondiente a la
frontera del cordón, con aumentos de 100 X y 500 X respectivamente. La
Microestructura presenta partículas interdendriticas de Silicio eutéctico.
A) Aumento de 100 X.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Ataque con Keller.
Figura 3.9. Fases y estructura del material de aporte (Cordón).
3.5.4 Microestructuras con 210 A y flujo de argón de 18 l/min.
La tercera corrida se realizó con una intensidad de corriente de 210 A y un flujo de
argón de 8 l/min. En la figura 3.10 se muestran imágenes de microscopia óptica,
correspondiente al material base, con aumentos de 100 X y 500 X respectivamente. La
Microestructura presenta granos pequeños y una red continua de partículas finas de
Mg2Al3 en los límites de grano.
60
A) Aumento de 100 X.
Ataque con Keller.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Figura 3.10. Fases y estructura del Material Base
En la figura 3.11 se muestran imágenes de microscopia óptica, correspondiente al
material de aporte, con aumentos de 100 X y 500 X respectivamente. Se observan
redes interdendriticas de Al-Si eutéctico en el cordón de soldadura y en la ZAT se
muestran bandas oscuras de Al-Mg2Si, y el tamaño de grano es más grande.
A) Aumento de 100 X.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Ataque con Keller.
Figura 3.11. Fases y estructura de la Zona Afectada Térmicamente.
En la figura 3.12 se muestran imágenes de microscopia óptica, correspondiente a la
frontera del cordón, con aumentos de 100 X y 500 X respectivamente. La
Microestructura presenta partículas interdendriticas de Silicio eutéctico.
61
A) Aumento de 100 X.
B) Aumento de 500 X
Ataque con Keller.
Ataque con Keller.
Figura 3.12. Fases y estructura del material de aporte (Cordón).
3.6 Diseño estadístico de las muestras
En este estudio se midió y comparó la dureza y resistencia a la tracción de aluminio
medida a través del ensayo de tracción y doblez. Para efecto de este trabajo se realizó
cuatro corridas con intensidad de 150 y 210 A, así como un flujo de 8 y 18 l/min. Tal
como se refleja en la tabla 3.1.
Tabla 3.1. Valores de dureza y resistencia
Doblez
Amperaje
(A)
150
150
210
210
Flujo
Cara
Revés
de
Dureza Resistencia
Resistencia Carrera Resistencia Carrera
Argón Brinell
a la
Máxima
Máxima
Máxima
Máxima
l/min
Tracción
(MPa)
(mm)
(MPa)
(mm)
(MPa)
8
59,3
284,336
23,18
22,25
322,26
56
18
52,0
168,234
73,78
68,61
87,95
68,37
8
54,6
210,542
560,32
62,6
272,23
48,24
18
53,7
211,042
640,37
68,63
220,21
26,18
3.6.1 Análisis estadístico para la Resistencia a la Tracción
Inicialmente se prueba la validez estadística del modelo, verificando los supuestos
sobre el error del modelo los cuales se cumplieron a satisfacción, es decir e ~ N (0, σ2),
con varianza constante e independientes.
Planteado un modelo cubico, observado en la gráfica 3.10, para la resistencia a la
tracción de los efectos que se consideraron lineal y cúbico (ecuación 3.1). Con este
modelo se podrá obtener las estimaciones de los parámetros por medio del método de
mínimos cuadrados, donde la bondad del ajuste del modelo obtenido fue de 51% (r 2),
62
para el modelo de regresión lineal 71% para el cuadrático y para el cúbico de 100% el
cual fue el mejor obtenido, para la resistencia a la tracción (Y) relacionado con las
variables de amperaje (X1) y flujo (X2).
Grafica 3.10. Ajuste de la curva resistencia a la tracción
Resistencia a la tracción = 759,066 - 720,783C +279,423C 2- 33,370C3 (Ec. 3.1)
Seguidamente en la tabla 3.2, se presenta el análisis de la varianza (ANOVA) para
verificar si existen diferencias significativas entre los promedios de las corridas, en esta
se observa claramente que existen diferencia significativa (0,001613272 < 0,05) al
comparar todas las corridas.
Tabla 3.2 ANÁLISIS DE VARIANZA
Origen de las
variaciones
Entre grupos
Dentro de los
grupos
Suma de
Grados de
cuadrados
libertad
20939,9858
3
4072,91073
8
Total
25012,8965
11
Promedio de
los cuadrados
6979,99525
F
13,7100874
Valor crítico
Probabilidad
para F
0,001613272 4,066180551
509,113842
Para comprobar en cuál de las corridas se encuentra la Diferencia Mínima Significativa,
en la tabla 3.3 se observan los valores resultantes. En este caso se obtuvieron
diferencias estadísticamente significativas entre los grupos de comparación siendo
favorable para la corrida I, lo que indica que una intensidad de 150 amperaje y un flujo
63
de 8 L/min permite determinar la mejor combinación la resistencia a la tracción,
condición en la cual uno de los componentes micro estructurales de la aleación como
es el Mg2Al3 se encuentra distribuido en partículas finas ubicado tanto en los límites de
grano, como dentro del cuerpo, en cuanto al otro componente Al- Mg 2Si se observa que
el tamaño de grano aumento levemente en la ZAT, y en el cordón de soldadura, se
encuentra una fase eutéctica.
Tabla 3.3 Comparaciones múltiples
Variable dependiente: Resistencia DMS
(I) Corrida
(J) Corrida
Diferencia de
Error típico
Sig.
medias (I-J)
Corrida II
Corrida I
Corrida III
Corrida IV
Corrida II
Corrida III
Corrida IV
*
Intervalo de confianza al 95%
Límite inferior Límite superior
116,10200
18,42306
,000
73,6183
158,5857
73,79400
*
18,42306
,004
31,3103
116,2777
73,29400
*
18,42306
,004
30,8103
115,7777
18,42306
,000
-158,5857
-73,6183
*
Corrida I
-116,10200
Corrida III
-42,30800
18,42306
,051
-84,7917
,1757
Corrida IV
-42,80800
*
18,42306
,049
-85,2917
-,3243
Corrida I
-73,79400
*
18,42306
,004
-116,2777
-31,3103
Corrida II
42,30800
18,42306
,051
-,1757
84,7917
Corrida IV
-,50000
18,42306
,979
-42,9837
41,9837
Corrida I
-73,29400
*
18,42306
,004
-115,7777
-30,8103
Corrida II
42,80800
*
18,42306
,049
,3243
85,2917
Corrida III
,50000
18,42306
,979
-41,9837
42,9837
3.6.2 Análisis estadístico para la Resistencia al Doblez
Una vez comprobada la validez estadística del modelo, verificando los supuestos sobre
el error queda planteado un modelo cubico, observado en la gráfica 3.11, para la
resistencia al doblez cara, donde la bondad del ajuste del modelo obtenido fue de 88%
(r2), para el modelo de regresión lineal 89% para el cuadrático y para el cúbico de 100%
el cual fue el mejor obtenido, por lo que las estimaciones de los parámetros se expresa
en la ecuación 3.2
64
Grafica 3.11. Ajuste de la curva resistencia al doblez cara
Resistencia Doblez Cara = 1250,950 - 2147,765C +1060,400C2-140,405C3 (Ec 3.2)
En relación al modelo estadístico descrito se evidencia que el comportamiento de la
resistencia
en el ensayo doblez lado cara, se observa como los cambios en el
amperaje y flujo tienen una relación directa en ella y por lo tanto la resistencia aumenta
en la medida que aumenta el amperaje y / o flujo. Mientras que en el ensayo doblez
revés se observa según la gráfica 3.12 una relación inversa tal como fue descrito en el
ensayo de tracción, donde la bondad del ajuste del modelo obtenido fue de 22% (r 2),
para el modelo de regresión lineal 30% para el cuadrático y para el cúbico de 100% el
cual fue el mejor obtenido, por lo que las estimaciones de los parámetros se expresa en
la ecuación 3.3
Grafica 3.12. Ajuste de la curva resistencia al doblez cara
65
Resistencia Doblez Revés =1630,050 - 2062,827C+864,185C 2-109,148C3 (Ec 3.3)
Seguidamente la tabla 3.4 permite evidenciar que no existe diferencia entre las
resistencias para el ensayo de doblez (cara) (0,136 >0,05), pero si existe diferencia en
la resistencia calculada en el ensayo de doblez (revés).
Tabla 3. 4. Prueba para una muestra
Valor de prueba = 0
t
gl
Sig. (bilateral)
Diferencia de
95% Intervalo de confianza para la
medias
diferencia
Inferior
Superior
2,022
3
,136
324,41250
-186,3009
835,1259
4,477
3
,021
225,66250
65,2352
386,0898
Comparando los resultados obtenidos se puede concluir que para amperajes mayores a
150, el tamaño de los precipitados empieza a crecer, este fenómeno de crecimiento de
los precipitados, conjuntamente con la evaporación del magnesio por efecto de las altas
temperaturas producto del alto amperaje, son las causas principales en la disminución
de la resistencia al doblez en la soldadura de la aleación de aluminio 5086 H-116.
3.6.3 Análisis estadístico para la Dureza
Una vez comprobada que la dureza se distribuye como una normal, se observa que
ante los cambios de amperaje y flujo el comportamiento de la dureza es inversamente
proporcional. Se evidencia según la gráfica 3.13 que la mayor dureza se tiene a 150
amperios y 8 L/min, luego de este amperaje y flujo la dureza empieza a disminuir, esto
se debe principalmente a la relación directamente proporcional que tiene el amperaje en
el incremento de la cantidad de energía suministrada a la soldadura, produciendo por
esta razón una zona afectada por el mayor calor y por ende una menor dureza.
66
Grafica 3.13 Ajuste a la curva Dureza
Luego el mejor modelo estadístico queda establecido según la ecuación 3.4, donde la
bondad del ajuste del modelo obtenido fue de 34% (r 2), para el modelo de regresión
lineal 69% para el cuadrático y para el cúbico de 100%
Dureza= 89,900 -46,717C+18,350C2-2,233C3 (Ec 3.4)
Seguidamente se aplicó la prueba paramétrica, a través del análisis de varianza, los
resultados obtenidos se muestra en la tabla 3.5, evidenciándose que (0,000 <0,05) por
lo tanto se rechaza HO y se comprueba que existen diferencias estadísticamente
significativas en la dureza de las láminas de aleación de aluminio AW5086 con
tratamiento H116.
Tabla 3.5. Prueba para una muestra
t
gl
Dureza
34,846
Valor de prueba = 0
Sig. (bilateral) Diferencia de 95% Intervalo de confianza para
medias
la diferencia
3
,000
54,89000
Inferior
Superior
49,8769
59,9031
3.6.4 Análisis estadístico para el conteo de grano
Para el conteo de granos se efectuó una micrografía a cada una de las probetas con
una ampliación de 500X para determinar la cantidad de granos presentes en el cordón
de soldadura y en la zona afectada térmicamente. Las medias de los resultados se
presentan en la tabla 3.6 y 3.7.
67
Amperaje
(A)
150
150
210
210
Amperaje
(A)
150
150
210
210
Tabla 3.6 Cordón 500X
Flujo de
Cb
Cd
TbPix2
Argón
l/min
8
18
8
18
Flujo de
Argón
l/min
8
18
8
18
87
171,33
389
741,67
732
48,67
152
110,67
Tabla 3.7 ZAT
Granos
C
36,5
28,67
10,33
14,33
T Pix2
Cb
75969,25
86
10512,67 281,33
58107,00 132,00
74947,67 223,00
TdPix2
139,1045
14,89
28,31
28,08
67,25
21,79
12,92
17,52
Segunda fase
Cd
TbPix2
TdPix2
328
181,33
141,33
81,33
146,618
14,87
63,42
36,46
113,495
10,35
10,52
22,29
Con los datos especificados y comprobando su distribución
normal se procedió a
realizar las diferentes pruebas de análisis, obteniéndose diferentes comportamientos en
relación a la cantidad en el borde y dentro del grano la gráfica 3.14 y 3.15 así como
para el área en el borde y dentro del grano (grafica 3.16 y 3.17) cuyo modelo estadístico
se ajusta al cubico establecido en las ecuaciones del 3.5 a la 3.8
Grafica 3.14 Ajuste a la curva Borde del grano
68
Grafica 3.15 Ajuste a la curva Dentro del grano
Grafica 3.16 Ajuste a la curva Área borde del grano
69
Grafica 3.17 Ajuste a la curva Área borde del grano
CBZAT= -1038,980+1784,802C -757,320C2+ 97,498C3 (Ec 3.5)
CDZAT=708,010 - 538,903C + 180,005C 2 - 21,112C3 (Ec 3.6)
TBZAT= 714,472 - 871,176C + 345,957C2 - 42,635C3 (Ec 3.7)
TDZAT= 411,670 - 426,262C + 143,373C 2 - 15,286C3 (Ec 3.8)
En síntesis se evidencia que a mayor amperaje y flujo tanto la cantidad y área dentro
del grano disminuye a excepción de la cantidad del borde, esto se debe a que la
cantidad de calor hace que crezcan los granos y los precipitados de siliciuro de
magnesio emigran hacia los bordes, que es contraproducente ya que pudiera existir la
corrosión intragranular.
70
CONCLUSIONES
Una vez realizado los ensayos para determinar la influencia de los cambios
morfológicos de la aleación de aluminio AW 5086 en el incremento de las propiedades
mecánicas, al variar el régimen de soldadura se concluye que:
•
Una vez construidas y posteriormente evaluadas 4
probetas de Aleación de
Aluminio 5086-H116 soldadas en V mediante proceso GTAW a través de cuatro
corridas donde se combinó diferentes amperajes y flujo, se logró determinar que la
mejor corrida fue la I con 150 A y 8 l/min, ya que con este amperaje y flujo se
alcanzó las mejores propiedades mecánicas tanto en el cordón de soldadura como
•
en la zona afectada térmicamente.
Ante el aumento de uno de los factores incidentes en la resistencia a la tracción
(amperaje y/o flujo) esta disminuye en 17,75 MPa de manera que al aumento del
amperaje y /o flujo es causa principal en la disminución de las propiedades
•
mecánicas de la soldadura de la aleación de aluminio 5086 H-116.
En el ensayo doblez revés se observa una relación inversa, es decir a mayor
amperaje y/o flujo menor resistencia, sin embargo es importante acotar que en el
ensayo doblez cara el comportamiento es totalmente contrario al de revés y a
medida que aumenta el amperaje y /o flujo la resistencia aumenta, esto conlleva a
•
una mayor ductilidad del material.
Se evidencia que la mayor dureza se tiene a 150 A y 8 l/min, a partir del aumento en
algunos de estos valores, la dureza comienza
a disminuir,
esto se debe
principalmente a la relación directamente proporcional que tiene el amperaje en el
•
incremento de la cantidad de energía suministrada a la soldadura.
A mayores amperajes después de150, el tamaño de los precipitados empieza a
crecer, este fenómeno conjuntamente con la evaporación del magnesio por efecto
de las altas temperaturas, son las causas principales en la disminución de las
propiedades mecánicas de la soldadura de la aleación de aluminio 5086 H-116.
•
Del análisis metalográfico se concluye que en términos generales una soldadura de
aleación de aluminio no tratable térmicamente 5086 H-116, entre los componentes
microestructurales están el precipitado de siliciuro de magnesio Mg 2Si y partículas
1
finas del compuesto intermetalico Mg 2Al3 las mismas que se encuentran dispersas
en una matriz de magnesio en aluminio.
•
Al determinar, evaluar y analizar los cambios microestructurales en la zona afectada
térmicamente, se observa que la presencia del microconstituyente Mg 2Si es
importante ya que éste actúa como un endurecedor, sin desestimar también la
influencia que tiene el Al3Mg2 cuya distribución uniforme aporta también al
mejoramiento de las propiedades mecánicas de la soldadura.
•
La distribución y tamaño del siliciuro de magnesio Mg 2Si se ven afectados
directamente por la variación del amperaje y flujo, es así que el tamaño de este
micro constituyente crece y su distribución es aleatoria dentro de la matriz, al
efectuarse la soldadura con amperajes y flujos mayores al de mejor resutado. Lo
cual sumado a la evaporación de magnesio por efecto de las elevadas
temperaturas, da como resultado una baja en las propiedades mecánicas. En
cambio al efectuar la soldadura con el amperaje de (150 A) y flujo (8 L/min) el
tamaño de este micro constituyente tiende a decrecer y la distribución dentro de la
•
microestructura es uniforme.
En relación a la cantidad y el área de granos se evidencian que a mayor amperaje y
flujo la cantidad de grano dentro del área disminuye, a excepción de la cantidad de
grano en el borde, debido a que la cantidad de calor hace que crezcan los granos y
los precipitados de siliciuro de magnesio sealojan en los bordes, este fenómeno es
contraproducente ya que pudiera inducir a la corrosión intragranular.
RECOMENDACIONES
2
Luego de realizar las conclusiones respectivas derivadas de los resultados obtenidos se
recomienda:
•
En relación a al análisis de la microestructura para futuras investigaciones sería de
gran ayuda realizar una tabla de resumen del porcentaje de Al 3Mg2 y Mg2Si
presentes en el centro de cordón de soldadura, en el ZAT y en el metal base de las
probetas de aluminio 5086 H-116; soldadas mediante proceso GTAW con los
•
cambios en amperaje y flujos.
Respecto a la microestructura del tamaño de grano sería conveniente registrar en
una tabla resumen el tamaño de los precipitados de siliciuro de magnesio y de las
•
partículas finas de Al3Mg2.
Otra consideración importante a tomar en cuenta es que esta investigación servirá
como base, para poder efectuar otras investigaciones tales como por ejemplo
realizar un proyecto de investigación donde se determine la influencia de los
cambios morfológicos de la aleación de aluminio AW 5086 en el cambio de las
propiedades mecánicas, al variar el régimen de soldadura a través de los
procedimientos GTAW y GMAW.
3
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
1. Abbasi, M. Kokabi, A., Daneshi, G. Shalchi, B. Sarrafi, R. (2006) International
Journal of Machine Tools & Manufacture 46 1983-1987.
2. Alubook (2001). http://www.alu-info.dk/html/alulib/modul/albook40.htm, Febrero.
3. American Society for Metals. (1992) Metals Handbook Properties and Selection:
Nonferrous Alloys and Special-Purpose Materials. Volume 02 pags, 364, 365, 366 y
367
4. American Society for Metals. (1992) Metals Handbook:
Volume 3, pags, 305 y 306.
Alloy Phase Diagrams.
5. American Society for Metals. (1992) Metals Handbook: Metallography and
Microstructures, ASM International, Volume 9 of the 9th Edition.
6. American Society for Metals. (1998) Specialty handbook, Aluminum and aluminum
alloys, ASM International,
7. Amú, M. Franco, F. (2006). Microestructura y propiedades mecánicas en la zona
afectada por el calor de la unión soldada de la aleación 6261-t5. Escuela de
Ingeniería de Materiales, Universidad del Valle, Cali, Colombia
8. Bloem, C.; Salvador, M.: Amigó, V.; Vicente, A. (2007). Comportamiento a fatiga de
uniones soldadas GMAW de la aleación de aluminio AA 7020. Revista de
Metalurgia, Vol 43, No 2 doi:10.3989/revmetalm.2007.v43.i2.57.
9. Broncesval
(2006).
Aluminio
aleación
magnesio
5086
http://www.broncesval.com/catalogo/index.asp?categoria=1&producto=8 Consultado:
05/05/2014.
10.Collazo, R. (2007). Influencia de los parámetros del régimen de recargue en la
morfología de los depósitos de acero y fundición blanca al cromo y su incremento en
la resistencia al desgaste abrasivo. Tesis presentada en opción al grado científico de
doctor en ciencias técnicas. Instituto Superior Politécnico José Antonio Echeverría.
Cuba
11.Dickerson, P. y Irving, B. (1992). Welding Aluminum: It´s Not As DifficultAs It
Sounds. Welding Journal (4): 45 a 50.
12.Dickerson, P. (1993) Welding of Aluminum Alloys. Welding, Brazing and Soldering.
ASM Handbook Vol. 6. ASM International. pp. 722 -739
13.Ferdinand, P., Beer, E., Russell, Jr., Dewolf, J., Mazurek D. (2010). Mecánica de
Materiales , McGraw Hill, Quinta edición. P. 52
14.Franco, F,, Sánchez H., Betancourt, D. (2009). Soldadura por fricción - agitación de
aleaciones ligeras – una Alternativa a nuestro alcance. Rev. Latín Am. Metal. Mater
74
ANEXOS
Figura 1.1 Soldadura de tungsteno con arco eléctrico y gas (GTAW) [23]
Grafica 3.10. Diagrama de Fase (Aluminio – Magnesio)
Grafica 3.11 Diagrama de Fase (Aluminio – Siliciuro de Magnesio)
15.Gómez, J., Ureña, A., Villauriz, E. Manzanéelo, S., Barrena', I. (1998). Soldadura
TIG y MIG de las aleaciones de aluminio 6061 y 7020. Estudios microestructurales y
de propiedades mecánicas. Consejo Superior de Investigaciones Científicas Licencia
Creative Commons 3.0 España (by-nc)
16.Grella, M. (2001). Selección de los parámetros de pulso en la Soldadura de
aleaciones Al-Si y Al-Mg con el proceso Gmaw-p. Trabajo especial de grado.
Facultad de ingeniería. Universidad Central de Venezuela.
17.Hatch, J. (1984) Aluminum: Properties and Physical Metallurgy, Ed. American
Society for Metals. p 222.
18.Hidalgo, F. (2013). Estudio de la variación del amperaje al realizar soldaduras a
tope mediante proceso GMAW aplicado a la aleación de aluminio 5086-h116 y su
efecto en las propiedades mecánicas de la zona afectada por el calor. Trabajo de
Investigación Para obtener el Grado Académico de Magíster en Diseño Mecánico.
Universidad técnica de AMBATO Ecuador.
19.Ignoto, V. (2001) Soldadura para Ingenieros. C.V.S. Escuela de Ingeniería
Metalúrgica y Ciencia de los Materiales, U.C.V.
20.Kallee, S. Da Venport, J y Nicholas, E.(2002): Welding Journal, 81, p. 47
21.Kalpakjian, S y Steven, R. (2002). Manufactura, ingeniería y tecnología, 4ta edición,
editorial Prentice-Hall Inc, New Yersey, U.S.A.
22.Kaluc, E y Taban, E(2005). DVS Annual Welding Conference, Schweissen and
Schneiden, Essen, Germany. p. 489.
23.Lorusso, H.; Burgueño, A.; Svoboda, H. (2008).
Propiedades Mecánicas y
Caracterización Microestructural de diferentes Aceros Dual-Phase. In:
SAM/CONAMET, 8º, Santiago de Chile. Proceedings Chile.
24.Mangonon, L. (2001). Ciencia de Materiales. Selección y Diseño.
Primera edición. Pag, 64, 65, 66, 140
Prentice Hall.
25.Martukanitz, R. P. (1993) Selection and Weldability of Heat-Treatable
AluminumAlloys. Welding, Brazing and Soldering. ASM Handbook Vol. 6.
ASMInternational. pp. 529 - 536.
26.Martukanitz, R. y Michnuk, P. . (1982) Sources of Porosity in Gas Metal ArcWelding
of Aluminum. Trends in Welding Research. ASM International, pp.315-330
27.Mclean, A. y Powell, G., Brown, I. y H.—Linton, V. (2003). Science and Technology
of Welding and Joining, 8, p. 462.
28.Melendo, J. Burgueño, A. Tufaro, L y Svoboda, H. (2009). Evaluación de tensiones
residuales en soldadura de aluminio por FSW y GMAW. Suplemento de la Revista
Latinoamericana de Metalurgia y Materiales Universidad Simón Bolívar (Venezuela)
75
29.Metals handbook. (1983). 9a. Edition, ASM. (6),
30.Mishra, R. y Ma, Z. (2005). Materials Science and Engineering R, 50, p. 1.
31.Oldani, C.; Aguirre, L.; Manzini, R. (2000). Características microestructurales de la
aleación AA6061 repujada Microstructural chacarteristics of an AA6061 spinning
alloy Revista Matéria / Laboratório de Hidrogênio PEMM/COPPE/UFRJ
Bloco I, SLI 146 Cidade Universitária - Ilha do Fundão. Rio de Janeiro, RJ
IBEROMET XIX CONAMET/SAM 2 al 5 de Noviembre de 2010, Viña del Mar, CHILE
32.Rodríguez, C. (2001). Manual de Soldadura. Librería y editorial alsina 1era Edición.
Buenos Aires
33.Structural Welding Code- Aluminium,
AWS D1.2/D1.2M: (2003) An American
National Standard, Fourth Edition pags, 34, 35 36, 38,39 40, 58, 85, 86, 116, 117,
126, 137
34.Threadgill, P.(1997) TWI Bulletin, Reprint 513/2/97, Cambridge
35.Urbano, L. Gordillo, Marisol. y Franco F. (2013) optimización de soldadura por
fricción-agitación de la aleación de Aluminio AA6261-t5 mediante aplicación de
metodología de superficie de respuesta. Revista. Latin Am. Metal. Mat. 2014; 34 (1):
55-65
36.Urbano, L. Bedoya, J. Ávila, A (2011). Evaluación de la resistencia a la tensión de
las juntas soldadas de la aleación de aluminio 6261-T5 por el proceso de soldadura
por fricción-agitación. Informador Técnico (Colombia) Edición 75, Enero - Diciembre
37.Zhou, C. Yang, X. y Juanet, G (2005).: Scripta Materialia, 53, p. 1187.
76