Yainier Aparicio De Armas

Facultad de Ingeniería Mecánica
Centro de Investigaciones de Soldadura
Trabajo de Diploma
Título: Incremento de la resistencia del depósito de electrodos
rutílicos para la fabricación por SMAW del Surcador Triple para
caña
Autor: Yainier Aparicio De Armas
Tutores: Dr. Ing. Amado Cruz Crespo
Ing. Yanelis Ríos Vizcaíno
Consultante: Dr. Ing. Eduardo M. Díaz Cedré
Curso: 2009-2010
PENSAMIENTO:
"Por
eso
graduamos
técnicos
revolucionarios,
profesionales
revolucionarios; para servir a su pueblo con profundo espíritu
internacionalista a cualquier pueblo que se le necesite."
Fidel Castro
DEDICATORIA:
A todos mis compañeros de estudio por los años compartidos y a todos
los que de una forma u otra me han apoyado y se esfuerzan para que el
mundo sea más consciente y mejor.
A toda mi familia, en especial a mis padres, hermano y abuelo que se
han encargado de apoyarme en cada paso para hacer realidad mi
sueño.
A los cinco héroes cubanos presos injustamente en cárceles del imperio.
AGRADECIMIENTOS:
A mis tutores Amado Cruz Crespo y Yanelis Ríos Vizcaíno por su
preocupación y dedicación para la realización de esta investigación.
A mis compañeros de aula, en especial a Erlen Díaz Prado que me apoyó y
confió en mí.
A todos los profesores de la facultad por su enseñanza y entrega.
A la Revolución Cubana y a nuestro Comandante en jefe por darme la
oportunidad o posibilidad de hacer realidad este sueño.
A mis padres, hermano y abuelo por ayudarme y guiarme durante estos
cinco años.
A todas las personas que de una forma u otra han contribuido a mi
formación.
A TODOS . ¡MUCHAS GRACIAS!
Resumen
En el presente trabajo se valoran las características constructivas del Surcador Triple
para caña, las condiciones del taller y el equipamiento disponible, con el fin de lograr
una propuesta tecnológica que incluye, la selección del metal base a utilizar en la
estructura soldada, los consumibles que actualmente se utilizan en la fabricación del
implemento y el metal de aporte sobre la base del proceso manual con electrodo
revestido. Se establece un plan experimental para la modificación del revestimiento de
electrodos rutílicos AWS E 6013, mediante la aplicación de forma periférica de un
sistema aleante (Cr, Mn) en una matriz básica. Se evalúa el comportamiento de los
parámetros de consumo y las dimensiones del cordón en función de la corriente dentro
del rango de operación de los electrodos comerciales AWS E 6013. Se desarrolla de
manera preliminar un prototipo de electrodo experimental y son evaluados sus
parámetros de consumo.
Abstract
In the present work it was valued the constructive characteristics of the Triple Surcador
for sugar cane, the conditions of the workshop and the available equipment, with the
purpose of achieving a technological proposal that includes, the selection of the metal it
bases to use in the welded structure, the consumable ones that are used in the
production of the implement at present and the contribution metal on the base of the
manual process with coated electrode. An experimental plan settles down for the
modification of the lining of rutilic electrodes AWS AND 6013, by means of the
application in outlying way of a system alloy (Cr, Mn) in a basic womb. It is evaluated
the behavior of the consumption parameters and the dimensions of the cord in function
of the current inside the range of operation of the commercial electrodes AWS AND
6013. It is developed in a preliminary way a prototype of experimental electrode and
their consumption parameters are evaluated.
Índice
Introducción………………………………………………………………………………………1
Capítulo I. Fabricación por soldadura del Surcador Triple para caña...............................4
1.1- Características fundamentales del Surcador Triple para caña ..................................4
1.2- Principales tipos de uniones soldadas que conforman la estructura del Surcador
Triple para caña .................................................................................................. ………..5
1.3- Características del metal base a utilizar en la estructura soldada .............................5
1.3.1- Soldabilidad de los aceros ASTM A-570 Y ASTM A-36 .........................................6
1.4- Características de los consumibles que se utilizan en la fabricación del Surcador
Triple para caña ...............................................................................................................7
1.5- Análisis comparativo de los posibles procesos a utilizar en la fabricación por
soldadura del Surcador Triple para caña..........................................................................9
1.5.1- Fundamentos del proceso de soldadura OAW .......................................................9
1.5.2- Fundamentos del proceso de soldadura SMAW ..................................................11
1.5.3- Fundamentos del proceso de soldadura GMAW ..................................................13
1.5.4- Fundamentos del proceso de soldadura FCAW ...................................................16
1.5.5- Selección del proceso de soldadura a aplicar en la fabricación del Surcador Triple
para caña .......................................................................................................................18
1.6- Fabricación y montaje del Surcador Triple para caña ............................................. 18
1.7- Valoración económica ............................................................................................. 24
Capítulo II. Criterios de evaluación de electrodos revestidos para proceso SMAW .......25
2.1- Propiedades operativas que se evalúan en un electrodo de soldadura ..................25
2.1.1- Parámetros de consumo ...................................................................................... 25
2.1.2- Desprendimiento de la escoria .............................................................................27
2.1.3- Estabilidad del arco ..............................................................................................29
2.2- Propiedades de las uniones soldadas .....................................................................30
2.2.1- Dimensiones de los cordones ..............................................................................30
2.2.2- Estructura de la unión soldada .............................................................................31
2.2.3- Propiedades mecánicas de la unión soldada ....................................................... 34
2.3- Transferencia de elementos químicos y su efecto en las propiedades del cordón .36
2.3.1- Efecto de los elementos de aleación…………………………………………………36
2.3.2- Reacciones en la soldadura SMAW .....................................................................38
Capítulo III. Fabricación y evaluación de electrodos .....................................................42
3.1- Plan experimental para la obtención de los revestimientos de los electrodos.........42
3.2- Evaluación de los parámetros de consumo del electrodo comercial AWS E 6013 .46
3.3- Evaluación de la geometría de los cordones obtenidos con el electrodo comercial
AWS E 6013 ...................................................................................................................50
3.4- Obtención y evaluación del prototipo preliminar de electrodo experimental............55
Conclusiones ..................................................................................................................59
Recomendaciones ..........................................................................................................60
Bibliografía ..................................................................................................................... 61
Introducción
En Cuba ha sido muy empleada la tecnología de labranza tradicional, la cual en la
actualidad aún se sigue utilizando. Sin embargo, en las últimas décadas del siglo
pasado y en los inicios del presente se han desarrollado varias tecnologías de labranza
conservacionista de suelos, fundamentalmente para el cultivo de la caña de azúcar.
Todas estas tecnologías se fundamentan en el empleo de implementos que están
concebidos para realizar la mayor cantidad de labores en una sola pasada. Los
mismos han encontrado aplicaciones en la agricultura cañera y no cañera. Este tipo de
laboreo favorece la mejora de las propiedades físico-mecánicas y la fertilidad de los
suelos, lo que permite el incremento de los rendimientos agrícolas.
Ante la necesidad que presenta nuestra industria cañera se hace necesario el diseño y
fabricación del implemento Surcador Triple para caña, donde la Empresa “Enrique
Villegas”, perteneciente al MINAZ, tiene como objetivo de trabajo enfrentar este nuevo
reto, al introducir en sus líneas esta producción mediante el proceso SMAW.
De la gama de procesos de soldadura, el proceso SMAW es uno de los más
ampliamente utilizados. Si bien los fabricantes continúan automatizando los procesos
para incrementar la productividad, SMAW se mantiene en gran parte de la demanda.
Esto es debido a su versatilidad, bajos costos de accesorios y consumibles, simplicidad
de la fuente de potencia, bajos costos de mantenimiento, durabilidad, relativa sencillez
de operación y fácil configuración.
La existencia de la necesidad de concretar producciones, recuperaciones unitarias de
piezas complejas y realizar trabajos en lugares inaccesibles para el equipamiento
automático, dada la robustez, adaptabilidad y simplicidad del equipamiento, junto a
otras características tratadas anteriormente, sostienen la amplia diseminación de este
proceso a nivel mundial.
Dadas las particularidades de infraestructura industrial y mercado de nuestro país el
proceso SMAW constituye el más adecuado en un número importante de
producciones. Además este proceso aún presenta potencialidades de desarrollo,
enfocados sobre todo hacia nuevos consumibles. En tal sentido, el presente trabajo
dirige su atención hacia el aumento de la resistencia que se logra con electrodos
rutílicos en la búsqueda de una mayor fiabilidad de las uniones soldadas.
Idea inicial
Realizar un incremento de la resistencia del depósito de electrodos revestidos para
SMAW de tipo rutílico, mediante la modificación del revestimiento, para aumentar la
fiabilidad de las uniones del Surcador Triple para caña.
Problema científico
Se desconocen el efecto que provoca la modificación del revestimiento de electrodos
rutílicos AWS E 6013, al aplicar de forma periférica un sistema aleante (Mn y Cr) en
una matriz básica.
Problema práctico
La fiabilidad de las uniones del Surcador Triple para caña puede ser mejorada
mediante la adición de un sistema aleante complementario de Cromo y Manganeso en
el revestimiento de electrodos rutílicos.
Objetivo General
Establecer, de manera preliminar, la posibilidad de modificar la composición de
electrodos rutílicos AWS E 6013, mediante la aplicación periférica de un sistema
aleante (Cr, Mn) en una matriz básica que posibilite un aumento en la resistencia del
metal depositado que llevaría a un aumento de la fiabilidad de las uniones del Surcador
Triple para caña.
Objetivos específicos
Ø Valorar las posibilidades concretas de la fabricación del Surcador Triple para caña
en la empresa “Enrique Villegas”, en base a, proceso a aplicar, materiales bases y
consumibles.
Ø Abordar las propiedades operativas esenciales que se evalúan a un electrodo
revestido para SMAW y las propiedades fundamentales de la unión soldada.
Ø Establecer un plan experimental para la fabricación de un electrodo rutílico con
incremento de la resistencia de su depósito, que garantice la fiabilidad de las uniones
del Surcador Triple para caña.
Ø Evaluar los parámetros de consumo y las dimensiones del cordón en función de la
corriente de los electrodos comerciales AWS E 6013.
Ø Obtener un electrodo prototipo experimental que valide la posibilidad de realización
futura del plan experimental concebido.
Hipótesis
Es viable la modificación del revestimiento de electrodos AWS E 6013, mediante la
colocación periférica de un sistema aleante (Cr, Mn) en una matriz básica con el
probable aumento de la resistencia de los depósitos y de la fiabilidad de las uniones del
Surcador Triple para caña.
Aporte
Se establece la viabilidad de la modificación del revestimiento de electrodos rutílicos
AWS E 6013, mediante la colocación periférica de un sistema aleante (Cr, Mn) en una
matriz básica con el probable aumento de la resistencia de los depósitos.
Tareas
Ø Evaluación de la posibilidad técnica y económica de fabricación del Surcador Triple
para caña en las condiciones concretas de la empresa “Enrique Villegas”.
Ø Revisión bibliográfica sobre los procesos de soldadura que posibilite la viabilidad
de aplicación del proceso SMAW en la fabricación del Surcador Triple para caña.
Ø Revisión bibliográfica sobre el desarrollo de consumibles para soldadura que
posibilite establecer criterios para concebir el plan experimental y los criterios de
evaluación de electrodos.
Ø Planificación experimental para la obtención de los electrodos: Definir el tipo de
diseño de experimento, las variables, su rango y establecer el plan experimental.
Ø Evaluación de los parámetros de consumo de electrodos comerciales rutílicos AWS
E 6013, utilizados como referencia.
Ø Evaluación de la geometría de depósitos de electrodos comerciales rutílicos AWS
E 6013, utilizados como referencia.
Ø Fabricación de prototipo de electrodo experimental.
Ø Evaluación de los parámetros de consumo del prototipo de electrodo experimental.
Capítulo I. Fabricación por soldadura del Surcador Triple para caña
1.1-
Características fundamentales del Surcador Triple para caña
Con la modernización de la agricultura cañera en nuestro país se han introducido
tractores de mayor potencia (100-110 CV). Desafortunadamente la mayoría del parque
de implementos con que contamos son para tractores de 60-80 CV, por lo que fue
necesario el diseño y fabricación de un implemento (Surcador Triple para caña) de
mayor eficiencia para el surcado, en este caso 3 surcos de una sola pasada, para un
mejor aprovechamiento de la fuerza tractiva. Este implemento es utilizable en
numerosos cultivos agrícolas, gracias a que sus órganos de trabajo son regulables a
determinado marco y profundidad
de siembra. En la figura 1.1 se muestra el
implemento diseñado en la empresa “Enrique Villegas”, donde actualmente se fabrica.
Figura 1.1. Surcador Triple para caña.
Dentro de las características principales del Surcador Triple de caña se tienen que el
equipo está conformado sobre la base del fertilizador FT 350, sus principales
dimensiones constructivas son: largo 1892 mm, ancho 4060 mm, alto 1481 mm. Tiene
un peso total de 898,5 kg. El mismo está destinado para el surcado con una
profundidad de trabajo de 400 mm. A partir de los soportes de los órganos de trabajo
separados uno del otro a una distancia de 1600 mm, con sus tres saetas 0.5, tres rejas
y tres surcadores. El implemento se fija al tractor por el sistema tripuntal del mismo.
1.2-
Principales tipos de uniones soldadas que conforman la estructura del
Surcador Triple para caña
Los principales tipos de unión y costuras [1] que están presente en la fabricación del
Surcador Triple para caña se tomaron en consideración a la NC-ISO 6947: 2004 para
proceso SMAW, del código AWS D14.3, “Especificaciones para la soldadura de
equipos de construcción y movimiento de tierra”.
Tabla 1.1. Tipos de uniones, costuras y posiciones que conforman la estructura del
Surcador Triple para caña.
1.3-
Características del metal base a utilizar en la estructura soldada
Para la fabricación del Surcador Triple para caña se utiliza fundamentalmente acero
laminado ASTM A-570 en distintos tipos de perfiles, unido a planchas de acero ASTM
A-36 [2, 3] de diferentes espesores. Las propiedades mecánicas y la composición
química, así como la estructura de los mismos se muestran en la tabla 1.2.
Además en dicho implemento se utilizan otros tipos de materiales que no intervienen
en el proceso de soldadura como: barras de diámetro 32, 45 y 60 mm de acero AISI
1035 y plancha de 16 mm y planchuela de 50 x 20 mm de acero AISI 1045. Las ruedas
de profundidad se fabrican de hierro fundido FG 18.
Tabla 1.2. Datos de los materiales bases que se utilizan en la estructura del Surcador
Triple para caña.
Mat.
base
Estructura
ASTM Planchas
A-570 (10, 16 y 20) mm
Planchuelas
(50 x10 mm y
65 x16 mm)
Ang. de alas
desiguales
(160 x100 mm)
Planchas
ASTM
A-36
(4 y 32) mm
Barra cuad. φ 65 mm
Composición química
C
Mn
P
Si
S
(%) (%) (%) (%) (%)
Propiedades mecánicas
Lím.de Resist. Elong.
fluencia tensión (%)
(MPa) (MPa)
0,25 0,90
0,035 ---
0,04
205
340
25
0,25 0,801,20
0,04 0,4
0,05
250
470
21
1.3.1- Soldabilidad de los aceros ASTM A-570 Y ASTM A-36
Los aceros ASTM A-570 y ASTM A-36 tienen una gran capacidad para ser soldados,
bajo las condiciones de fabricación impuesta para la estructura del Surcador Triple
para caña y debe funcionar adecuadamente bajo las condiciones de servicio prevista,
ya que ambos aceros poseen buena soldabilidad y no presentan problemas de
agrietamiento. Sin embargo debido a elementos vinculados al proceso tecnológico
(proceso de soldadura, tipo de material de aporte, etc) puede manifestar el
agrietamiento por hidrógeno o en frío, pues este ocurre generalmente a temperaturas
inferiores a los 92 0 C , después que se enfría el metal, en dependencia del tipo de
acero, de la magnitud de los esfuerzos ocasionados por la soldadura y del contenido
de hidrógeno en el metal de aporte y de la zona afectada térmicamente. El metal de
aporte puede agrietarse, aunque raramente esto ocurre, cuando su resistencia a la
deformación está por debajo de los 620 MPa. La difusión del hidrógeno dentro de la
zona afectada térmicamente, a causa del metal de aporte durante la soldadura,
contribuye al agrietamiento en esta zona [4].
Según el Instituto Internacional de Soldadura el carbono equivalente para los aceros
ASTM A-570 y ASTM A-36 se determina:
Acero ASTM A-36
Ceq = C +
Mn Cr + V + Mo Ni + Cu
+
+
6
5
15
Ceq = 0,42 %
Acero ASTM A-570
Ceq = C +
Mn Cr + V + Mo Ni + Cu
+
+
6
5
15
Ceq = 0,4 %
Generalmente los aceros de bajo carbono equivalente poseen buena soldabilidad y no
presentan problemas de agrietamiento, sin tener la necesidad de aplicar técnicas
auxiliares para garantizar la misma, tales como, precalentamiento, tratamiento térmico
posterior, etc. La susceptibilidad al agrietamiento bajo el cordón por hidrógeno se
incrementa cuando el carbono equivalente excede el 45%. Por lo tanto en los aceros
ASTM A-36 y ASTM A-570 tienen una gran capacidad para ser soldados, pues en
ambos casos la soldabilidad es buena y cumplen con las condiciones de soldabilidad.
1.4-
Características de los consumibles que se utilizan en la fabricación del
Surcador Triple para caña
Se seleccionó por La American Welding Society (AWS) A 5.1 el electrodo rutílico E
6013 de diámetro 3 mm. También se utilizan electrodos de marca E 7018 y UTP 620
de diámetro 3 mm, para el recargue en la parte inferior de los surcadores, las rejas y
las saetas 0.5. El ensamble de la estructura en general del implemento se realiza
mediante tornillos de cabeza hexagonal M 20 con diferentes longitudes (80, 120,130,
150 y 180) mm, tuerca y arandelas de presión.
El principal componente de estos electrodos es el rutilo, que en su estado natural
contienen un 88-94 % de TiO2 . También puede extraerse de la ilmenita, mineral
compuesto por un 45-55 % de TiO2 y el resto de Fe2 O3 [5]. Este electrodo presenta un
excelente desempeño operativo, puede usarse para soldar tanto en corriente alterna,
como en corriente directa de polaridad normal e invertida, en todas las posiciones de
soldadura. En los últimos años, han sido publicados varios trabajos dirigidos al
establecimiento de relaciones entre la composición química, la microestructura, las
propiedades mecánicas del metal depositado, y su influencia en el comportamiento
operacional de los electrodos E 6013. En la actualidad, su volumen de consumo
alcanza aproximadamente el 55 % de la demanda total del mercado [5].
El arco es de fácil encendido y reencendido, incluso con elevadas tensiones de vacío
en la fuente de corriente. La pequeña proporción de celulosa del revestimiento permite
una elevada intensidad de corriente. La cantidad de elementos refractarios del
revestimiento origina un arco tranquilo, de mediana penetración.
El rendimiento gravimétrico estándar está comprendido entre el 90 y el 100 % y
presenta los siguientes parámetros de uso [5]:
Tensión de cebado................Uc = 40-50 V
Se emplea con corriente alterna (CA) o con corriente continua (CC), en ambas
polaridades.
Este tipo de electrodo brinda depósitos de las siguientes características mecánicas:
Carga de rotura: 48 (kgf/mm2)
Límite elástico: 42 (kgf/mm2)
Alargamiento relativo: 25 %
Resumiendo, el conocimiento sobre electrodos rutílicos se hace más importante cada
día debido a la posibilidad de usarlos en la soldadura subacuática mojada, generar
conocimientos del sistema de escoria de rutilo posibilitando el empleo de materiales
menos costosos en la fabricación de electrodos tubulares rutílicos “rutile flux wire” para
todas las posiciones de soldadura y obtener formulaciones capaces de satisfacer los
requerimientos de grado 3 de las Sociedades de Clasificación Unificada, (Unified
Classification Societies) para la industria naval. Por estas razones, en Latinoamérica,
se ha iniciado un programa conjunto de investigación sobre el electrodo revestido AWS
A 5.1-91 de tipo E 6013 [6]. Las características económicas de los electrodos son
evaluadas en Cuba según la Norma Internacional ISO 2401-72.
En el caso particular de Cuba, los electrodos rutílicos constituyen casi el consumible
exclusivo que se produce en la fábrica de electrodos de Nuevitas, perteneciente a la
compañía ACINOX del ministerio de la industria sideromecánica. Esta circunstancia
particular, unido a las limitaciones de mercado, hacen que en muchas ocasiones no
estén disponibles para el consumo otros surtidos, como los electrodos para SMAW,
7018, que brindan uniones de mayor resistencia que los electrodos 6013, a la vez,
están dotados para atenuar el agrietamiento por hidrógeno. Precisamente, esto
constituye unos de los objetivos esenciales hacia donde se dirige nuestro trabajo, en
lograr imprimirle a los electrodos 6013, que se fabrican y se comercializan en Cuba una
mayor resistencia de modo que satisfagan un mayor espectro de aplicaciones. En el
caso específico del Surcador Triple para caña, la sustitución del electrodo 6013
convencional por uno de mayor resistencia elevaría la fiabilidad de las uniones
soldadas y con ello el consecuente efecto económico positivo por la disminución de
averías en los ciclos de preparación de tierras para la plantación de caña u otros
cultivos.
1.5-
Análisis comparativo de los posibles procesos a utilizar en la fabricación
por soldadura del Surcador Triple para caña
Para la fabricación del Surcador Triple para caña existen varios procesos que
potencialmente pueden ser empleados de acuerdo a las características de dicho
producto, entre ellos podemos mencionar el proceso oxiacetilénico (OAW), el de
soldadura manual con electrodo revestido (SMAW), el proceso con gases protectores y
electrodo fusible (GMAW), el proceso con gases protectores y electrodo infusible
(GTAW) y el proceso por arco con núcleo de fundente (FCAW).
1.5.1- Fundamentos del proceso de soldadura OAW
El equipamiento para aplicar soldadura con gases combustible (Figura 1.2), cuenta con
una fuente de dos cilindros de gases para el suministro de oxígeno y gas combustible
(cilindros de oxígeno y de acetileno en el caso del proceso OAW), y reguladores para
el control de la presión de gas, mangueras, antorcha y válvula antiretroceso, y se
completa para la ejecución del proceso con el material de aporte como un consumible.
Figura 1.2. Proceso de soldadura OAW.
La soldadura por oxigas es un proceso de soldadura por fusión, dado que la unión de
los materiales se realiza a una temperatura superior a la temperatura de fusión del
material base y del metal de aporte.
En este proceso de soldadura la fuente de energía calorífica la constituye una llama
que se obtiene como resultado de la reacción química durante la combinación o mezcla
de un gas combustible y un gas carburante (oxígeno). Esta reacción es fuertemente
exotérmica y la llama a que da lugar, se dirige mediante un soplete a los bordes de la
pieza a unir, provoca su fusión y soldadura [7]. Además permite obtener una unión
metalúrgica excelente con relativa facilidad y una homogeneidad de propiedades
satisfactorias, pero al mismo tiempo, y como consecuencia de la aportación de calor
requerida, puede provocar pérdida del estado metalúrgico del material, segregaciones
durante el enfriamiento, distorsiones mecánicas, tensiones internas, etc [4].
El soldador tiene un alto control de la temperatura en el baño de fusión, a través de la
velocidad de avance y de la velocidad de deposición del metal de aporte, pues las
fuentes de calor y de metal de aporte son independientes (se utilizan alambres
metálicos como metal de aporte), lo cual permite al soldador aplicar el calor de la llama
de forma preferente, sobre el metal base o sobre el metal de aporte [8].
Ventajas del proceso OAW
Ø Suficiente flexibilidad y fácilmente regulable, ya sea con exceso de oxígeno o de
acetileno, en función de los metales a unir.
Ø La composición de los productos de la llama corresponde a unas propiedades
típicamente reductoras.
Desventajas del proceso OAW
Ø Tiene una baja productividad en comparación con los otros procesos de soldadura.
Ø Ofrece un alto grado de complejidad a la mecanización.
Ø Provoca grandes afectaciones en las propiedades mecánicas de las uniones
soldadas.
Ø Durante su manipulación debe tenerse extremo cuidado y mantener totalmente
hermetizado los conductos y equipos empleados para la soldadura, ya que hay riesgo
de inflamación.
Aplicaciones del proceso OAW
Las características señaladas hacen que la soldadura por oxigas sea particularmente
indicada para espesores pequeños y que conserve una posición importante entre los
demás procesos de soladura, manteniendo un campo de aplicación específico y una
privilegiada preferencia para un amplio grupo de trabajos.
En la actualidad, en el mundo y en particular en Cuba, las principales aplicaciones se
concentran en la construcción de equipos, trabajos de mantenimiento y reparación
industrial y del transporte, fundamentalmente en la reparación de carrocerías.
El hecho de que los equipos sean versátiles, económicos y normalmente portátiles,
hacen que este proceso sea más indicado para pequeñas producciones, pequeños
espesores, trabajos en campo, soldaduras con cambios bruscos de dirección o
posición, soldadura circunferenciales y reparaciones por soldadura.
A pesar de que con el desarrollo científico y tecnológico, este proceso ha sido muy
desplazado por la soldadura por arco eléctrico, las industrias de automóviles,
aeronáutica, montaje y los talleres de reparaciones y chapisterías, mantienen
necesariamente una amplia aplicación del mismo [7].
1.5.2- Fundamentos del proceso de soldadura SMAW
El proceso de soldadura con electrodo recubierto (Figura 1.3) es un proceso de
soldadura por arco en el que la fusión del metal se produce por el calor generado en el
arco eléctrico, el cual se crea entre el extremo del electrodo recubierto consumible y la
superficie de los metales base que se van a unir. El calor generado funde la punta del
electrodo y la superficie del metal base. De esta forma las pequeñas gotas de metal
fundido que se forman sobre la punta del electrodo viajan a través de la columna del
arco y junto con el metal base fundido forman el baño de soldadura. El electrodo se
desplaza a una velocidad adecuada (velocidad de soldadura) fundiendo una porción
del metal base y adicionando metal de aporte producto de su propia fusión. En la
medida que el proceso se desarrolla el baño metálico va solidificando y formando el
metal de la costura. La protección del metal, a elevada temperatura de la acción del
oxígeno y el nitrógeno del aire se realiza a través del revestimiento, pues cuando
combustiona genera gases y una escoria que cubre las gotas de metal y el baño de
soldadura, creando una doble barrera protectora [9]. Tanto el electrodo recubierto
como el metal base forman parte del circuito eléctrico de soldadura. Este circuito se
inicia con la fuente de energía eléctrica, e incluye los cables conductores, el
portaelectrodo o tenaza, la conexión a tierra, la pieza a soldar y el electrodo recubierto.
Uno de los cables que provienen de la fuente de energía se conecta al portaelectrodo y
el otro a la conexión a tierra, que se fija a la pieza. Este circuito se cierra al hacer
contacto el electrodo con la pieza [6, 7].
Figura 1.3. Proceso de soldadura SMAW.
Ventajas del proceso SMAW
Ø El equipo es relativamente simple, económico y portátil.
Ø No es necesario el empleo de un gas protector auxiliar o de fundentes.
Ø Es menos sensible a las corrientes de aire que los procesos de protección
gaseosa, por lo que resulta ideal para trabajos en campo.
Ø Puede utilizarse en lugares relativamente alejados de la fuente de energía, ya que
no requiere conductores de gases de protección, conductores de agua para el
enfriamiento, etc.
Ø El proceso es adecuado para la soldadura de la mayoría de los metales y
aleaciones comúnmente usados.
Ø Permite la soldadura en todas las posiciones espaciales.
Ø Por las características del consumible para proceso SMAW, pueden ser fabricadas
o solicitadas pequeñas partidas de electrodos para una aplicación puntual, lo cual es
muy difícil de logar con consumibles para procesos de alimentación continua.
Desventajas del proceso SMAW
Ø Es un proceso relativamente lento, ya que el ciclo de trabajo y las razones de
depósito generales son usualmente inferiores que las que se garantizan con los
procesos de electrodo continuo, tales como el SAW y el GMAW. Esto se debe
fundamentalmente a la necesidad del cambio de los electrodos recubiertos, a la
necesidad de eliminar la escoria en el terminal del cordón, antes de comenzar el
depósito nuevamente y a las menores intensidades de corriente que se emplean.
Ø Requiere gran habilidad por parte del soldador, debido a que su carácter es
completamente manual.
Ø Metales de bajo punto de fusión como zinc, plomo y estaño no pueden ser
soldados por este proceso debido a que la intensidad del calor del arco es muy grande
para ellos. El proceso SMAW no es adecuado para soldar tampoco metales reactivos
como titanio y circonio, ya que la protección es inadecuada para prevenir la
contaminación por oxígeno.
Ø No es aplicable a espesores inferiores de 1,5 a 2 mm y no resulta productivo para
espesores mayores de 38 mm.
Ø El proceso no admite mecanización y robotización, exigiendo de una exposición
directa del soldador a las radiaciones y emanaciones de gases propias del proceso.
Aplicaciones del proceso SMAW
El proceso de soldadura por arco con electrodo recubierto es uno de los procesos más
usados,
particularmente
para
costuras
cortas
de
producción,
trabajos
de
mantenimiento y reparación, para trabajos de construcción en campo y en recargue o
relleno superficial. El proceso SMAW es usualmente empleado para soldar piezas en el
rango de espesores de 3 hasta 38 mm (teóricamente no existe un límite superior de
espesor a soldar para este proceso). No obstante, cuando se trata de costuras
irregulares este proceso es usualmente empleado para la soldadura en espesores de
hasta 25 mm. Durante la soldadura de chapas de espesor inferior a 1,6 mm ocurrirá la
perforación y el derrame de metal, salvo que se tomen medidas especiales para
evitarlo.
Este proceso se puede emplear en combinación con otros procesos de soldeo,
realizando o bien la pasada de raíz, o las de relleno. Los sectores de mayor aplicación
son: la construcción de maquinaria, naval, de estructuras, puentes, recipientes a
presión, calderas, refinerías de petróleo, gasoductos, entre otros [4,7].
1.5.3- Fundamentos del proceso de soldadura GMAW
El proceso de soldadura por arco con electrodo metálico consumible y protección
gaseosa (GMAW) (Figura 1.4) se basa en un arco eléctrico que surge entre un
alambre-electrodo desnudo que se alimenta en forma continua y automática desde una
bobina a través de la pistola de soldadura. Se usan diámetros de alambre que van
desde 0,8 a 6,4 mm, el tamaño depende del grosor de las partes que se van a unir y la
velocidad de deposición deseada. Dicho proceso se realiza bajo la protección de un
gas suministrado externamente, que puede ser inerte, activo o una mezcla de ambos.
Dicho gas protege a la soldadura de los efectos dañinos del O2 y del N 2 del aire,
favoreciendo además la ionización [6].
Figura 1.4. Proceso de soldadura GMAW.
La función principal del gas de protección en el proceso GMAW es aislar la zona de
soldadura de la acción de oxígeno y el nitrógeno del medio. La contaminación del
cordón de soldadura producto de la reacción con estos elementos puede provocar baja
resistencia, baja ductilidad, y excesivos defectos de soldadura tales como inclusiones,
porosidad, etc. El gas de protección tiene una función adicional, la cual es facilitar la
ionización del espacio entre electrodo-pieza y el establecimiento del arco eléctrico,
pues se garantiza con un bajo potencial de ionización de dicho gas. En este proceso se
utilizan diferentes gases para formar la atmósfera protectora (gases puros o mezclas
de gases) [7, 8].
Ventajas del proceso GMAW
Ø Es el único proceso de soldadura por arco con electrodo consumible que puede
emplearse para la soldadura de todos los metales y aleaciones comerciales.
Ø Permite la soldadura en todas las posiciones, lo que no es posible con el proceso
SAW.
Ø Comparado con el proceso SMAW se requiere menor nivel de habilidad por parte
del soldador.
Ø Se garantizan mayores velocidades de soldadura que con SMAW por las mayores
velocidades de deposición y la alimentación continua del electrodo.
Ø Mínima necesidad de limpieza postsoldeo, por lo que no se forma una escoria
gruesa.
Ø Reducción de humos y gases con respecto al proceso SMAW.
Ø Gran aprovechamiento del metal de aporte (no hay pérdidas por escoria, colillas,
etc).
Ø Se logra una penetración del arco mayor que con SMAW, sobre todo con la
transferencia por spray.
Desventajas del proceso GMAW
Ø El equipo es más complejo, más costoso y menos portátil que el de SMAW.
Ø La pistola debe estar cerca de la pieza de trabajo, y por lo tanto, el proceso es
menos adaptable que el de electrodo recubierto para soldadura en áreas de difícil
acceso.
Ø En la soldadura de aceros endurecidos, la susceptibilidad al fisuramiento del metal
soldado es mayor, debido a que no existe escoria que pueda reducir la velocidad de
enfriamiento del cordón.
Ø El proceso es menos práctico que el SMAW para soldaduras en exteriores, debido
a que el viento puede desviar la atmósfera protectora de la zona de soldadura con la
consecuente aparición de defectos.
Aplicaciones del proceso GMAW
El proceso GMAW se aplica para la soldadura de todos los metales y aleaciones de
mayor comercialización, lo que incluye los aceros al carbono, aleados e inoxidables,
hierros fundidos, aleaciones base níquel, aluminio, magnesio, cobre, titanio y zirconio.
En cuanto al rango de espesores se pueden soldar metales desde 0,5 mm de espesor
en adelante (hasta un espesor prácticamente ilimitado). Es un proceso versátil que
permite la soldadura en todas las posiciones, seleccionando los parámetros
adecuados. Se puede mecanizar, además constituye un proceso ideal para
aplicaciones robotizadas. No constituye la mejor selección para la soldadura en
exteriores, por los problemas que se pueden presentar con la protección gaseosa [7,
10].
1.5.4- Fundamentos del proceso de soldadura FCAW
La soldadura por arco con núcleo de fundente (FCAW) es un proceso que aprovecha
un arco entre un electrodo continuo de metal de aporte y el charco de soldadura. Este
proceso se emplea con protección de un fundente contenido dentro del electrodo
tubular, con o sin un escudo adicional de gas de procedencia externa, y sin aplicación
de presión.
El electrodo con núcleo de fundente es un electrodo tubular de metal de aporte
compuesto que consiste en una funda metálica y un núcleo con diversos materiales
pulverizados. Durante la soldadura, se produce un manto de escoria abundante sobre
la superficie de la franja de soldadura.
Este proceso tiene dos variaciones principales que difieren en su método de protección
del arco y del charco de soldadura contra la contaminación por gases atmosféricos
(oxígeno y nitrógeno). Una de ellas, la FCAW con autoprotección, protege el metal
fundido mediante la descomposición y vaporización del núcleo de fundente en el calor
del arco. El otro tipo, la FCAW con escudo de gas, utiliza un flujo de gas protector
además de la acción del núcleo de fundente. En ambos métodos, el material del núcleo
del electrodo proporciona una cubierta de escoria sustancial que protege el metal de
soldadura durante su solidificación. Normalmente, la soldadura por arco con núcleo de
fundente es un proceso semiautomático, aunque también se emplea para soldadura
automática y mecanizada [7,11].
Ventajas del proceso FCAW
Ø Depósito de metal de soldadura de alta calidad.
Ø Excelente aspecto de la soldadura: lisa y uniforme.
Ø Excelente perfil de las soldaduras de filete horizontales.
Ø Factor operativo elevado y fácil de mecanizar.
Ø Tasa de deposición alta y densidad de corriente elevada.
Ø Eficiencia de depósito del electrodo relativamente alta.
Ø Arco visible y fácil de usar.
Ø El empleo de electrodos con autoprotección hace innecesario el equipo para
manipular fundente o gas, y tolera mejor las condiciones de movimiento brusco del aire
que prevalecen en la construcción en exteriores.
Ø Mayor tolerancia de contaminantes que podrían causar agrietamiento de la
soldadura.
Desventajas del proceso FCAW
Ø El proceso está limitado a la soldadura de metales ferrosos y aleaciones con base
de níquel y produce una cubierta de escoria que es preciso eliminar.
Ø El equipo es más costoso y complejo que el que se requiere para SMAW, (mayor
mantenimiento), no obstante, el aumento en la productividad casi siempre compensa
esto.
Ø El alimentador de alambre y la fuente de potencia deben estar relativamente cerca
del punto de soldadura.
Ø Se genera mayor cantidad de humos y vapores (en comparación con GMAW o
SAW).
Aplicaciones del proceso FCAW
El proceso se emplea para soldar aceros al carbono y de baja aleación, aceros
inoxidables y hierros colados. También se utiliza para soldar por puntos uniones
traslapadas en láminas y placas, así como para revestimiento y deposición de
superficies duras.
En muchas aplicaciones, el principal atractivo de la soldadura por arco con núcleo de
fundente, en comparación con la de arco de metal protegido, es la mayor
productividad. Esto generalmente se traduce en costos globales más bajos por
kilogramo de metal depositado en uniones que permiten la soldadura continua y están
fácilmente accesibles para la pistola y el equipo de fabricación [7].
Este proceso presenta un mayor costo del equipo, puede generar grandes volúmenes
de emisiones de soldadura que requieran equipo de producción apropiado, excepto en
aplicaciones de campo. En comparación con el proceso GMAW, la necesidad de
eliminar la escoria entre una pasada y otra representa un costo de mano de obra
adicional [11].
1.5.5- Selección del proceso de soldadura a aplicar en la fabricación del Surcador
Triple para caña
A partir del análisis realizado sobre los procesos de soldadura aplicables en la unión de
los elementos que componen la estructura del Surcador Triple para caña se concluye
que el más recomendado es el SMAW. Esto se debe no solo en la comparación de los
procesos, sino que se consideran las condiciones y circunstancias industriales para la
fabricación del implemento. Como bien ha sido señalado el proceso SMAW es
aplicable a uniones cortas en un rango de espesor de metal base que cubre una amplia
gama. Adicionalmente y como criterio casi definitorio el proceso SMAW no requiere de
grandes capitales de inversión admitiendo una diversificación grande de las
producciones.
Es evidente que procesos como GMAW o FCAW serían técnicamente ventajosos en la
soldadura del Surcador Triple para caña, pero estos procesos no son disponibles en el
taller de la empresa “Enrique Villegas”, donde se fabrica estos implementos y
significaría una inversión no justificada frente a los volúmenes de producción que se
realizan.
Otro aspecto adicional a considerar es que para el proceso GMAW en Cuba solo se
comercializa CO2 con características no favorables para empleo en la soldadura (El
CO2 proviene de la producción del alcohol y presenta altos niveles de humedad).
En el caso de FCAW la situación en cuanto a los consumibles es similar, no hay
suministros estable y seguro de este tipo de electrodos. En el caso del proceso OAW el
análisis es aún más simple, solo se justifica su empleo para pequeños espesores y
soldadura por arco, también por razones de fiabilidad de las uniones que se logran.
A manera de resumen, en base a lo planteado sobre los procesos y a las condiciones
específicas del taller de la empresa “Enrique Villegas” y las particularidades de las
uniones a realizar en la fabricación del Surcador Triple para caña, se define que el
proceso SMAW es el más adecuado.
1.6-
Fabricación y montaje del Surcador Triple para caña
La estructura del Surcador Triple para caña (figura 1.5) está conformada por seis
subensambles y estas poseen sus respectivos ensambles y soldadura. Además todo el
conjunto a su vez se acopla por piezas independientes y artículos de compra
normalizados que permiten el ensamble del mismo. Los subensambles antes citados
se muestran a continuación.
1. Bastidor
2. Timón
3. Saeta 0.5
4. Surcador
5. Soporte Rueda
6. Rueda de profundidad
Figura 1.5. Estructura del Surcador Triple para caña.
Conjuntamente de estos elementos que conforman la estructura del Surcador Triple
para caña se encuentran además:
7. Pasador elástico
15. Brida II
8. Pasador delantero
16. Pasapunta
9. Fusible
17. Pasapunta
10. Buje
18. Pasapunta
11. Pasador I
19. Arandela de presión
12. Pasador II
20. Tuerca hexagonal
13. Pasador III
21. Tornillo cabeza hexagonal
14. Pasador
El bastidor como elemento fundamental de este implemento, está compuesto por
diferentes piezas que forman su estructura, las cuales se fabrican independientes y
posteriormente se ensamblan. Como elementos principales que intervienen en el
proceso de soldadura se encuentran los subemsambles:
Ø Soporte del enganche
Ø Soporte de tirante
Ø Soporte de órgano
En las figuras 1.6 a, b y 1.7 se muestra el ensamble para la fabricación del bastidor, así
como los espesores y perfiles a unir.
El soporte del enganche y el soporte de tirante permiten el sostén o apoyo del sistema
tripuntal del Surcador Triple para caña y está compuesto por 2 elementos en todo el
ensamble, en caso del primero.
Figura 1.6. Soporte del enganche (izquierda) y Soporte de tirante (derecha).
El soporte órgano sostiene mediante tornillos el timón y está compuesto por 3
elementos en todo el ensamble.
Figura 1.7. Soporte de órgano.
El timón es otro subemsamble en que interviene el proceso de soldadura. Presenta el
elemento fijador, el cual permite la regulación del surcador. En la figura 1.8 se muestra
el ensamble para la fabricación del timón, así como los espesores y perfiles a unir.
Figura 1.8. Ensamble para la fabricación del timón.
La saeta 0.5 es un subemsamble del Surcador Triple para caña. Su característica
fundamental es el ángulo de ataque y además es el elemento intercambiable por otros,
iguales o diferentes, los cuales permiten el surcado que se desea y son regulables a
determinado marco y profundidad de siembra. En la figura 1.9 se muestra el ensamble
para la fabricación de la saeta 0.5, así como los espesores y perfiles a unir.
Figura 1.9. Ensamble para la fabricación de la saeta 0.5.
El soporte de rueda de profundidad es el elemento que permite el deslizamiento y
regulación de la rueda de profundidad. En la figura 1.10 se muestra el ensamble para la
fabricación del soporte de la rueda de profundidad, así como los espesores y perfiles a
unir.
Figura 1.10. Ensamble para la fabricación del Soporte de la rueda de profundidad.
La rueda de profundidad está compuesta por una rueda de hierro fundido que permite el
rodaje o ayuda al implemento, de acuerdo a la profundidad del surcado que se desea.
En la figura 1.11 se muestra el ensamble para la fabricación de la rueda de profundidad,
así como los espesores y perfiles a unir.
Figura 1.11. Ensamble para la fabricación de la rueda de profundidad.
El surcador es el elemento que realiza el surcado deseado y es regulado a través del
timón a un determinado marco y profundidad de siembra. En la figura 1.12 se muestra
el ensamble para la fabricación del surcador, así como los espesores y perfiles a unir.
Figura 1.12. Ensamble para la fabricación del surcador.
A continuación en la tabla 1.3 se muestra de manera sintetizada el procedimiento
de soldadura que conforma la fabricación del Surcador Triple para caña
Tabla 1.3 Procedimiento de soldadura que conforma la fabricación del Surcador Triple
para caña.
Subensambles
Bastidor
• Soporte de
Enganche
• Soporte de
Órgano
• Soporte de
Tirante
Timón
Dimensiones de
chapa ó perfiles
Pos.
Sold.
Tipo
Unión
Tipo de
Tipo de
Electrodo Costuras
Plancha 16 mm
Barra cuad. φ 65 mm
Planchas (10, 16) mm
Ang. alas desiguales
160 x 100 mm
Planchas (16, 20) mm
Plana,
Horiz.
A tope
E 7018
Plana,
Horiz.
En T
E 6013
Filete B
.
En T
E 6013
Filete U
A tope
E 7018
Esq.
En T
A tope
Esq.
En T
A tope
E 7018
Filete
UyB
Filete B
Filete U
Saeta 0.5
Planchas
(10, 16, 20) mm
Plana,
Horiz.
Plana,
Horiz.
Plana,
Horiz.
Surcador
Planchas
(4, 10, 20) mm
Plana,
Horiz.
Soporte de
rueda
Planchas
(10, 16) mm
Plana,
Horiz.
Esq.
A tope
E 6013
Ranura
Recta U
y Filete
UyB
Filete U
Rueda de
profundid.
Barra cuad. φ 65 mm
Plana,
Horiz.
A tope
E 7018
Filete U
Planchas (20, 32) mm
Barra red. φ 60 mm
Hofo FG 18
E 6013
UTP 620
Sec. de ensamble
del Surc.Triple
para caña
Elemento 2 con
3 y 7. Sobre un
dispositivo ó
burro se coloca:
Elemento 1 y 5
con 19, 20 y 21.
Elemento 2, 3 y
5 con 8, 9, 10 y
16.
Elemento 1 y 5
con 6 y 14.
Elemento 4 con
2, 11 y 18.
Elemento 1 con
13, 17, 12 y 16.
1.7-
Valoración económica
Una vez fundamentado la fabricación del implemento se procedió a la valoración
económica del mismo, para lo cual inicialmente se confeccionó una ficha de costo,
partiendo de la determinación de los costos por insumos, fuerza de trabajo, energía
eléctrica y combustibles más lubricantes.
Según las partidas elaboradas, los gastos totales o costos de producción unitarios del
apero ascienden a un monto total de 4 345,43 CUP, de los cuales 1 710,40 son en
CUC, que por el sistema monetario cubano toma un valor de cambio a CUP 1:1. El
precio de venta de los mismos ascendería a un monto total de 4 542,85 CUP, lo cual
representa una utilidad por cada unidad de 1 881,45 CUP.
Por último se puede realizar un análisis de la factibilidad económica de la fabricación
del Surcador Triple para caña en contraposición con la compra de aperos similares en
el extranjero. El análisis se realiza de la siguiente forma:
BE= Gvv-Gvn
donde:
BE - beneficio económico, CUC
Gvv - gastos de lo importado, CUC;
Gvn - gastos de la variante nueva, CUC;
En este análisis particular la variante nueva representa el Surcador Triple para caña y la
variante vieja representa los aperos tipos Surcador Triple para caña que se
comercializan en el exterior. Según las empresas comercializadoras de estos
implementos, el precio promedio de comercialización en el mercado mundial oscila
alrededor de los 6 000 CUC y el precio de adquisición de la nueva variante propuesta
es de 4 542,85 CUC. Por lo tanto los beneficios económicos de la fabricación de dicho
implemento oscilan entre los 1 457, 15 CUC por unidad.
Capítulo II. Criterios de evaluación de electrodos revestidos para
proceso SMAW
2.1-
Propiedades operativas que se evalúan en un electrodo de soldadura
El arco eléctrico empleado en soldadura debe poseer una serie de particularidades
tecnológicas que garanticen su racional explotación en esta técnica, entre ellas, la
rapidez de encendido, la estabilidad del arco al cambio de su longitud, una forma
adecuada del cordón y una superficie del cordón que garantice una capa fácil de
desprender. Todo esto crea las condiciones necesarias para la obtención de uniones
soldadas de calidad [8].
Por lo tanto la mayoría de los fabricantes sustentan la calidad de la producción de
electrodos en los parámetros de consumo [5, 7] y en las propiedades del metal
depositado que es en esencia lo que muestran en sus catálogos.
2.1.1- Parámetros de consumo
Durante la práctica industrial de la soldadura se hace necesario normar los tiempos de
ejecución de la misma, determinar parámetros del régimen de soldeo, establecer el
consumo de materiales de aporte o determinar sus costos. Entre los parámetros de
consumo que establece la norma ISO 2401-72 de los electrodos ordinarios se
determina el coeficiente de fusión, el coeficiente de depósito, la productividad del
proceso, el coeficiente de pérdidas, la eficiencia de depósito respecto al núcleo del
electrodo y sin considerar las pérdidas por colillas, la eficiencia total del electrodo, entre
otras. A continuación se muestran algunos conceptos básicos:
Ø Coeficiente de fusión (αf): Es la masa en gramos de metal que se funde al pasar
por el electrodo una corriente determinada en un tiempo establecido. Se determina
mediante la expresión:
αf =
Mf
Is * Tbas
Ø Masa fundida del electrodo (Mf): Es la masa en gramos del núcleo del electrodo
que se funde por el calor del arco durante la deposición e incluye la parte del cordón y
las salpicaduras sobre el material base.
Mf = Mu (Le - Lc)
Donde:
Mu =
Mn
Le
(g/mm); (Masa unitaria del núcleo del electrodo)
Ø Masa neta del electrodo (Mn): Es la masa en gramos referida al núcleo del
electrodo.
Ø Masa bruta del electrodo (Mb): Es la masa en gramos referida al electrodo, que
incluye núcleo y revestimiento.
Ø Le: Longitud inicial del núcleo del electrodo en mm.
Ø Lc: Longitud final del núcleo del electrodo o colilla en mm.
Ø Tiempo básico (tbas): Es el tiempo arco en segundos para una deposición, el
mismo se lee directamente desde un cronometro con precisión de ± 2 seg.
Ø Is: Corriente de soldadura.
Ø Coeficiente de depósito (αd): Es la cantidad en gramos de metal que se deposita
sobre una placa al pasar una corriente determinada en un tiempo establecido. Este
parámetro es directamente proporcional a la productividad del proceso de soldeo. Se
determina mediante la expresión:
αd =
Md
Is * Tbas
Ø Masa de Metal depositado (Md): Es la masa en gramos de metal proveniente del
electrodo, que se deposita formando parte del cordón. Se determina mediante la
expresión:
Md = (Mfp – Mip)
Donde:
Ø Mfp: masa en gramos final de la plancha en gramos, determinada después de
haber realizado el depósito y eliminando mediante el cepillo metálico las escorias y
salpicaduras.
Ø Mip: masa en gramos de la plancha en gramos antes de realizar el depósito.
Ø Razón de depósito (RD): Representa la cantidad en kilogramos de metal que se
deposita sobre una placa en un tiempo determinado. Se determina mediante la
expresión:
RD =
Md
= α d * Is
Tbas
Coeficiente de pérdidas ( ): Cuantifica las pérdidas de metal que se producen
durante la soldadura por evaporación, pérdidas en escoria y pérdidas por salpicaduras.
Depende de los siguientes factores:
Ø Tipo de electrodo
Ø Tipo de corriente y polaridad.
Ø Habilidad del operario (longitud de arco).
Ø Corriente de soldadura.
Se determina mediante la expresión:
ψ=
Mf − Md
(αf − αd ) *100 %
* 100 % =
Mf
αf
Ø Eficiencia de depósito referida al núcleo del electrodo (E): Es la relación entre
la masa de metal depositado y la masa neta fundida (masa del núcleo fundida). Se
determina mediante la expresión:
 Md 
 αd 
E=
 * 100 % = 
 * 100 %
 Mf 
 αf 
Se brinda especial importancia en estas normas a las tasas de fusión y de deposición
como principales parámetros, no se contemplan los consumos efectivos de potencia
eléctrica, ni la facilidad de encendido y reencendido del arco, la facilidad de
desprendimiento de la escoria, aspectos que modifican la operatividad del electrodo
influenciando los costos de las producciones. Por otra parte, no tienen en cuenta el
mantenimiento del arco, lo cual posee estrecha relación con la estabilidad en la
transferencia de masa, carga a través del arco y la morfología del cordón [12].
2.1.2- Desprendimiento de la escoria
En la composición química de las escorias de electrodos revestidos se puede
encontrar: SiO2, CaO, Al2O3, Fe2O3, FeO, MnO, MgO, SO3, P2O5, K 2O, Na2O, etc. Pero
básicamente el mayor contenido en la masa total de escoria se encuentra en la sílice
(SiO2), alúmina (Al2O3), la caliza (CaO), la magnesita (MgO), rutilo TiO2 , fluorita (CaF2).
Un elevado contenido de óxido de silicio en las escorias le brinda a estas un carácter
ácido, el alto contenido de óxido de calcio les da carácter básico.
Las propiedades de las escorias fundidas (densidad y grado de saturación a los gases,
tensión superficial e interfases, adhesión y cohesión, conductibilidad eléctrica) poseen
un gran significado para los procesos metalúrgicos de la fusión. La tensión superficial e
interfase de la zona soldada (zona fundida), en particular, relacionada con la
separación del metal de la escoria, es sumamente importante para elevar el
rendimiento útil de metal. Una separación bastante completa del metal de la escoria
depende de la diferencia de densidades, así como de su viscosidad y tensión
superficial.
La fusibilidad es también una característica importante, la cual incluye no solo el calor
de fusión latente, sino además el calor de recalentamiento, necesario para dar a la
masa fundida la fluidez requerida. La fusibilidad depende principalmente de la
composición química y de los contenidos de sus componentes principales.
Cuando las escorias presentan una menor densidad estas se liberan más fácilmente
del metal, lo que posibilita la eliminación de inclusiones y por lo tanto de defectos en la
unión soldada.
En el proceso de fusión las escorias interactúan y se diluyen los gases contenidos en
esta, la cantidad de gases diluidos depende de sus presiones, de las temperaturas y de
la composición química. Las escorias ácidas contienen menor cantidad de gases, que
las básicas [13].
En el proceso de soldadura, las escorias deben tener una temperatura de fusión no
lejana a la temperatura de fusión del metal, prefiriéndose tal estado, en el cual la
escoria pasa al estado líquido fluido para una temperatura algo inferior a la de fusión
del metal. Lo planteado, junto a la dependencia de la viscosidad de la temperatura (su
carácter corto o largo) y las condiciones de formación de la escoria, predeterminan las
características de fusibilidad de ésta.
Una elevada capacidad oxidante puede empeorar bruscamente la capacidad de
desprendimiento de la escoria en la superficie de la costura. En realidad, si la
concentración de los óxidos de hierro en la escoria es elevada, la oxidación de las
capas superficiales del metal puede ocurrir incluso hasta su solidificación. Sobre la
superficie del metal se forma una película de óxido, compuesta fundamentalmente de
FeO cristalizado en el sistema cúbico. La red cristalina del FeO es una estructura sobre
la base de una red cúbica de FeO, por eso la película de óxido se agarra fácilmente
sobre la superficie del metal. La presencia en la superficie de la interfase de la escoria
de compuestos cristalizados en el sistema cúbico, como el FeO, lleva en su momento a
acabar la construcción con estos compuestos de retícula de óxido de hierro y significa
un agarre resistente de la escoria con el metal. Según el sistema cúbico cristalizan
compuestos del tipo espinela, que representan en sí óxidos complejos de dos y tres
valencias en metales; Al, Mg, Fe y otros.
Desde el punto de vista de la adherencia mecánica de la escoria se separan más fácil,
aquellas escorias con poca resistencia, con mayor coeficiente de dilatación lineal y de
alta temperatura de reblandecimiento, siendo determinado fundamentalmente por su
resistencia mecánica y no por la fuerza de adherencia de ésta con el metal. La mayor
adherencia tiene lugar cuando se forma una capa de óxidos mixtos, de 1,5 µm
aproximadamente, entre el metal y la escoria. Los óxidos divalentes de varios metales
de transición se forman por la oxidación en la interfase (metal-escoria) se diluyen en la
superficie de la escoria y según su viscosidad se transportan lentamente hacia el
interior de ésta, por lo que no tienen tiempo a que su concentración en la superficie sea
alta [14].
2.1.3- Estabilidad del arco
El proceso puede efectuarse utilizando fuentes de corriente directa y alterna. La
estabilidad del arco es más crítica en la soldadura con corriente alterna debido a la
inversión de la polaridad a razón de ciento veinte veces por segundo, lo que provoca
extinciones y reencendidos sucesivos del arco. La fuente debe tener una característica
descendente, donde el voltaje cae mientras se incrementa la corriente de soldadura y
viceversa, lo que produce la autorregulación del punto de operación cuando se suelda
manualmente [15].
Un encendido no estable del arco puede ser provocado por varias causas:
debilitamiento periódico del arco en el cambio de metal o por la utilización de corriente
alterna, características insuficientes de la fuente de corriente y composición de los
consumibles. Casi la totalidad de los autores, atribuyen la mayor responsabilidad a la
composición del revestimiento y en menor medida a la del alambre electrodo y del
metal base [16].
La estabilidad del arco depende, entre otros factores, del estado de ionización de los
gases comprendidos entre el ánodo y el cátodo. Para un arco de corriente alterna (CA)
es imprescindible un medio fuertemente ionizado. Por este motivo se puede influir
sobre la estabilidad de encendido del arco mediante la introducción en el metal de
elementos con bajo potencial de ionización, lo cual casi siempre se logra a través de la
composición del revestimiento [16]. Además, los iones de los elementos referidos, en
su movimiento hacia el cátodo bombardean la mancha catódica, formando segmentos,
en los cuales decrece bruscamente el potencial de salida y ocurre la mayor emisión de
electrones.
La presencia de fluoruros o haluros en el revestimiento desempeña un papel negativo,
lo cual está condicionado por el arribo a la atmósfera del arco del anión F- o X-, junto al
catión Ca2+. Por esto la concentración del fluoruro de calcio en valores excesivos, hace
decrecer significativamente la longitud del arco (estabilidad).
2.2-
Propiedades de las uniones soldadas
2.2.1- Dimensiones de los cordones
Sobre la forma de la sección transversal del cordón ejercen gran influencia las
propiedades estabilizadoras del revestimiento, la densidad de la escoria que se forma
y las propiedades de las escorias fundidas. Variando la longitud del arco y la
profundidad de su penetración en el metal base se puede variar el coeficiente de forma
del cordón. Esto puede lograrse variando las propiedades estabilizadoras del
revestimiento, de tal modo que un revestimiento con bajas propiedades estabilizadoras
lleva a la disminución de la longitud del arco y la obtención de un cordón estrecho, con
gran profundidad de penetración. Para altas propiedades estabilizadoras de las
escorias fundidas hay un alargamiento del arco y en consecuencia la obtención de un
alto coeficiente de forma del cordón.
Con el incremento de la intensidad de la corriente, la proporción del metal base en la
costura aumenta y el ancho de la costura queda casi invariable. Cuando se mantiene la
corriente constante y se disminuye el diámetro del alambre, la densidad de la corriente
aumenta, lo cual provoca el incremento considerable de la profundidad de fusión
(penetración de soldadura) y el ancho de la costura y el coeficiente de forma ( ϕ P )
disminuyen.
La influencia de la tensión del arco sobre la forma geométrica de la costura depende de
forma proporcional de la longitud del arco y además de la composición de los gases
que están en la zona del arco. El incremento de la tensión del arco hace que aumente
la movilidad del mismo, como resultado de esto crece considerablemente el ancho de
la costura, permaneciendo casi constante la profundidad de fusión dentro de los límites
normales que tienen lugar en la práctica. Al incrementar el espesor del metal a soldar,
aumenta la intensidad de la corriente y esto debe ir acompañado del aumento de la
tensión del arco [17].
2.2.2- Estructura de la unión soldada
Los óxidos metálicos pueden ser solubles o insolubles en el metal líquido. En el primer
caso ellos forman soluciones con el aumento del contenido de oxígeno, lo que
empeora bruscamente la calidad del metal.
Durante la oxidación, el manganeso se transforma en óxido de manganeso (MnO).
Este forma con el óxido ferroso una serie de soluciones, tanto en estado líquido como
sólido. La disolución física mutua del óxido de manganeso y el óxido ferroso lleva a la
disminución del contenido de óxido ferroso libre en la escoria, por eso se crean las
condiciones para la correspondiente transferencia del metal a la escoria de nuevas
porciones de óxido ferroso.
La zona de la costura o zona fundida (ZF), está formada únicamente por el metal
fundido proveniente de los materiales de aporte y materiales base, y solidificados a
partir del estado líquido que sufre, durante la fusión, un cierto número de
transformaciones que son de tipo químico, físico o estructural [8]. En la zona fundida de
la unión soldada ocurren procesos metalúrgicos donde se ponen de manifiesto cierto
número de fenómenos como:
Ø Modificaciones químicas.
Ø Absorción de gases.
Ø Precipitación de compuestos definidos de la solución sólida madre.
Ø Modificaciones estructurales.
En la zona afectada térmicamente el metal base aledaño a dicha zona o ZAT también
sufre un tratamiento térmico variable, según el punto que se considere y su distancia al
eje de la costura, por ello sufre transformaciones de tipo físico-químicas. La
importancia de estas transformaciones es función, por una parte, del ciclo térmico y por
otra, de la misma naturaleza de la aleación, así como aleaciones templables (aceros) y
aleaciones sensibles a los cambios de fase por precipitación (aleaciones de aluminio).
El metal base en la zona afectada térmicamente sufre un tratamiento térmico variable
en cada punto según el ciclo térmico impuesto por el procedimiento de soldadura. Este
ciclo térmico estará influenciado, no solamente por el procedimiento de soldadura, sino
también por el método de soldadura, las propiedades físicas del metal (conductividad
térmica), el tipo de unión y el espesor de las planchas a unir. En el caso de los aceros,
el ciclo térmico puede provocar transformaciones de tipo estructural, provocando un
agrandamiento exagerado de los granos [17].
El crecimiento de los granos en el metal base, está ligado invariablemente al ciclo
térmico de soldadura, temperatura y velocidad de enfriamiento. En la soldadura por
arco, la zona de crecimiento de los granos está más localizada y sus dimensiones
pasan por un máximo, en una zona muy próxima a los bordes, disminuyendo
bruscamente en las capas próximas al bisel. Este aspecto de la curva se debe al
normalizado que provoca en el metal base las sucesivas pasadas del depósito por
arco. En la figura 2.1 se muestra la influencia del ciclo térmico de soldadura en el
tamaño del grano del metal base.
Figura 2.1. Influencia del ciclo térmico de soldadura en el tamaño del grano del metal
base y ancho de la ZAC para proceso de soldadura a llama (izquierda) y por arco
(derecha).
Según sea la potencia térmica aplicada en la zona fundida, así variará el ancho de la
zona afectada térmicamente (ZAT) en el metal base, el cual será sometido a
modificaciones alotrópicas, dando origen a toda una serie de estructuras que pueden ir
desde el semi-temple del tipo bainítico, hasta el hipertemple totalmente austenítico.
Estas modificaciones variarán en dependencia de las diferentes regiones de la zona
térmicamente afectada donde se encuentre. En la figura 2.2 se muestra la estructura
de la unión soldada.
Figura 2.2. Estructura de la unión soldada.
A continuación se enumeran las diferentes zonas que se presentan en la ZAT durante
la soldadura de los aceros al carbono y de baja aleación:
2- Zona de fusión incompleta: Constituye la zona de transición entre el metal de la
costura o zona fundida y el metal base no fundido. Es una zona estrecha del metal
base que se calienta a temperaturas por debajo de la línea de líquidos y por encima de
la línea de sólidos, o sea, a temperaturas que solo sobrepasan un poco la temperatura
de fusión por lo que el metal se encuentra en estado bifásico sólido-líquido. El estado
bifásico que se alcanza permite que ocurran procesos difusivos de algunos elementos
entre las fases líquidas y sólidas de la zona de fusión incompleta, lo que provoca que
esta zona se diferencie en cuanto a composición química tanto de la zona de la
costura, como del metal base. El ancho de esta zona depende del carácter de la fuente
de calor y de la composición química del metal, y varía desde 0,1- 0,4 mm. Las
propiedades de esta zona en ocasiones ejercen una influencia decisiva en la
resistencia de la unión.
3- Zona de sobrecalentamiento: Zona limitada a los puntos cuyas temperaturas
0
máximas se limitan entre aproximadamente los 1100 C (temperatura de crecimiento
intensivo el grano austenítico) y la línea de sólidos. En esta zona el metal durante el
calentamiento de soldadura sufre la transformación alotrópica de hierro- α a ϒ y ocurre
un sobrecalentamiento y crecimiento del grano austenítico. Luego del enfriamiento la
estructura final de esta zona depende de la composición del metal y el ciclo térmico de
soldadura, de forma que en algunos casos durante la soldadura SMAW con un
sobrecalentamiento significativo del acero y un contenido de carbono elevado. Durante
la soldadura con electroescoria, incluso en aceros de bajo carbono se forma una
estructura de grano grueso, que no influye significativamente en la resistencia del
metal, pero que si disminuye significativamente su plasticidad. En estos casos la
resistencia al impacto puede caer en un 25 % y el ancho de esta zona oscila entre 1 y
3 mm. Por lo anterior se considera una de las zonas que más afectación pueden sufrir
en la ZAT.
4- Zona de normalizado: Está constituida por el metal calentado hasta la
temperatura de aproximadamente 1100 0 C . En esta zona se obtiene una estructura de
grano fino muy favorable desde el punto de vista de propiedades mecánicas, siendo en
algunos casos incluso superiores a las del metal base no afectado. El ancho de la
zona varía de 1,2 a 4 mm.
5- Zona de recristalización incompleta: Se presenta en la zona calentada a
temperaturas, que en los aceros de bajo carbono varía entre 725 - 850 0 C . El metal en
esta zona alcanza solo una recristalización parcial.
6- Metal base no afectado: En los aceros al carbono no ocurren transformaciones
que afecten de forma importante las propiedades mecánicas, por lo que por debajo de
la temperatura que se alcanza se considera metal base no afectado térmicamente.
Algunos autores extienden la ZAT porque determinados aceros son susceptibles de
sufrir modificaciones [4].
2.2.3- Propiedades mecánicas de la unión soldada
Las propiedades mecánicas más comunes de la unión soldada son: la resistencia, la
ductilidad, la dureza y la tenacidad o resistencia al impacto.
Resistencia: la resistencia de una unión soldada representa la capacidad de la misma
de soportar la acción de las fuerzas externas sin romperse y se determina a través de
un ensayo de tracción. Además es de extrema importancia tener en consideración que
si en una unión soldada existen áreas de elevada concentración de tensiones la vida a
fatiga puede disminuir bruscamente. Se consideran concentradores de tensiones la
presencia de entallas, grietas, poros, inclusiones, cambios bruscos de sección, etc.
Cuando se diseñen uniones soldadas para construcciones o ensambles que van a
soportar cargas de fatiga se deben seguir las exigencias y recomendaciones de los
códigos o manuales de diseño, aplicables al campo de empleo de dichas uniones.
Ductilidad: la ductilidad de una unión soldada es la propiedad que le permite estirarse
o cambiar de forma de algún otro modo sin romperse, reteniendo dicha forma después
que se haya eliminado la carga. Además puede ser determinada a través de un ensayo
de tracción. Para esto se unen lo más perfectamente posible las dos mitades de la
probeta fracturada y se mide la distancia entre las marcas. El incremento de longitud
brinda el alargamiento unitario de la probeta.
La ductilidad es una propiedad de extremo interés para la soldadura, ya que una alta
ductilidad en una costura soldada indica que será menos propensa al agrietamiento en
servicio.
Dureza: la dureza de una unión soldada se define como resistencia a ser penetrado
por otro cuerpo duro. Además se mide introduciendo una bola de acero endurecido o
un diamante dentro de la superficie de la probeta, bajo una carga definida y en una
máquina de ensayo de dureza. Existen además ensayos de dureza Vickers, Brinell,
Rockwell.
Tenacidad o resistencia al impacto: la resistencia al impacto de una unión soldada
es su capacidad de absorber la energía de una carga que se aplica sobre el miembro.
Una unión soldada puede poseer una ductilidad satisfactoria bajo cargas estáticas,
pero puede fallar bajo cargas dinámicas o de impacto. Además es determinada con
más frecuencia por el ensayo “Charpy”, aunque en ocasiones se mide por el ensayo
“Izod”. Ambos tipos de ensayos emplean la misma máquina del tipo péndulo [1].
La presencia del oxígeno en el acero empeora todas las propiedades del metal, los
límites de resistencia y de fluencia, alargamiento relativo y resistencia al impacto caen
bruscamente con el incremento del contenido de oxígeno.
Además de lo planteado anteriormente, el incremento del contenido de oxígeno en el
acero también provoca lo siguiente:
Ø disminuye la resistencia a la corrosión
Ø se manifiesta la tendencia al envejecimiento
Ø para contenidos de oxígeno de más de 0,08 % se manifiesta una tendencia a la
fragilidad en frío.
Ø se incrementa el crecimiento de los granos durante el calentamiento.
Ø empeora la maquinabilidad por corte y por forja
Ø disminuye la permeabilidad magnética y se incrementa la resistencia eléctrica.
2.3-
Transferencia de elementos químicos y su efecto en las propiedades del
cordón
2.3.1- Efecto de los elementos de aleación
Los elementos de aleación presentes en el metal de soldadura se han introducido tanto
deliberadamente a través del material de aporte y del fundente como por dilución
desde el metal base. Adiciones de elementos que aumentan la templabilidad del
material pueden tener dos propósitos: (a) asegurar el nivel de resistencia requerido por
endurecimiento por solución sólida o por precipitación, y (b) controlar la microestructura
a través de la modificación de las velocidades de nucleación y crecimiento de la ferrita
proeutectoide. Sin embargo, la
determinación de la influencia de cada elemento
individual sobre la microestructura y la tenacidad resultantes es a menudo difícil de
estimar debido al número de factores involucrados [18].
De la gran variedad de elementos utilizados como aleantes de los aceros, se pueden
diferenciar dos grandes grupos, por un lado los elementos estabilizadores de la fase
o gamágenos tales como C, N, Mn, Ni, Cu y Zn, mencionados en orden de efectividad
decreciente. Por otro lado los elementos estabilizadores de la fase
o alfágenos tales
como Zr, Ti, P, V, Nb, W, Mo, Al, Si, y Cr. A su vez, se puede agregar un concepto
adicional que corresponde a los elementos formadores de carburos, dado que este
aspecto será de gran importancia en el desarrollo microestructural del metal de
soldadura, donde los más significativos son el Mo y el Cr por su amplia utilización en
los aceros, siendo otros el Nb, V y W [19].
De los elementos mencionados se tiene que el C, N, Mn, Si, y Mo suelen encontrarse
típicamente en los aceros soldados. Como resultado del potente efecto del C sobre la
templabilidad de los aceros, el contenido de carbono de los depósitos de soldadura se
mantiene usualmente bajo y dentro de un rango ajustado (0,05 - 0,10 %) en
consideración a una alta resistencia contra la fisuración en frío asistida por hidrógeno
con una iniciación de fractura frágil en la región soldada [18].
Después del C, el Mn es probablemente el más importante de los elementos de
aleación, comúnmente utilizada para aumentar la resistencia y la templabilidad de un
acero, ya que el Mn disminuye la temperatura de transformación de austenita a ferrita y
adiciones balanceadas de Mn son normalmente utilizadas para aumentar la tenacidad.
El aumento del contenido de Mn produce un aumento de la fracción volumétrica de
ferrita acicular en combinación con un refinado general de la microestructura (tanto de
la zona primaria como recristalizada) y una disminución del contenido de ferrita
poligonal en borde de grano y de la ferrita con segundas fases alineadas [20, 21]. Para
el caso del proceso de soldadura SMAW, multipasadas de aceros al C-Mn, las mejores
propiedades al impacto se obtienen para un contenido de Mn de alrededor de 1,4 %,
asociado a una combinación de una microestructura más favorable y un mayor límite
de fluencia con el aumento del contenido de Mn. Este contenido de Mn está
relacionado a una estructura de ferrita acicular, mientras que para 0,8 % Mn, el
constituyente predominante es ferrita Widmanstatten, y para 2,2 % Mn la estructura
está compuesta por bainita [20].
En contraste con el Mn, el Si es considerado negativo para la tenacidad, aún en bajas
concentraciones, como resultado de la formación de microfases de martensita y/o
austenita en combinación con un aumento general del nivel de resistencia de la
soldadura. En soldaduras realizadas con SMAW se observó que el Si es menos
potente en la formación de ferrita acicular que el Mn, sin embargo se reportó algún
refinamiento de la estructura en soldaduras realizadas en SAW [22] y se observó que
un aumento de 0,23 a 0,57 % de Si disminuyó el intervalo de las temperaturas de
transformación, aumentando la dureza y la fracción de microfases incluyendo austenita
retenida [20].
Un aumento en la tenacidad puede obtenerse con la adición de Ni, Cu, Mo y Cr. El Ni y
el Cu tienen efectos sobre las transformaciones del acero similar al Mn (estabilizadores
de la austenita), mientras que el Cr y el Mo suprimen cinéticamente la transformación
de la austenita, y por lo tanto sólo disminuyen levemente la temperatura de
transformación [18].
La adición de Ni refina la ferrita acicular y esto se logra debido a que disminuye la
temperatura de transformación. A un nivel de Mn de 1 %, con un contenido de 1,5 % de
Ni para soldadura MIG y 3,5 % para soldadura SMAW se forma ferrita con segundas
fases alineadas [20].
Ha sido mostrado que el Mo y el Cr, que es otro elemento formador de carburos, ha
dado efectos similares [19] y estos promueven la formación de ferrita acicular a
expensas de la ferrita proeutectoide. En la figura 2.3 se puede observar el cambio en la
microestructura del metal de soldadura en función del contenido de Mo.
Figura 2.3. Cambio en la microestructura del metal de soldadura en función del
contenido de Mo. (La zona A refiere a ferrita Widmanstatten y la B a ferrita bainítica).
La razón para que esto suceda es que debido a la formación de carburos en la
austenita estos pueden inhibir el movimiento del frente planar de la fase proeutectoide
por efectos de anclaje. Por otro lado, a menores temperaturas de transformación los
carburos no pueden suprimir el crecimiento de la ferrita acicular debido a la alta
densidad de sitios de nucleación disponibles.
Los elementos como el S y P son considerados negativos para la tenacidad. Evans
[23] encontró un aumento en la proporción de ferrita con segundas fases en soldaduras
realizadas con electrodos revestidos básicos. Este hecho es atribuido por el autor a la
presencia de una delgada capa de MnS sobre la superficie de las inclusiones no
metálicas que limitan la nucleación de la ferrita acicular.
En cuanto al P se ha encontrado que no afecta el tamaño de las inclusiones ni el
espaciado, sino que produce un endurecimiento por solución sólida [20].
2.3.2- Reacciones en la soldadura SMAW
Si bien es cierto que un criterio de partida para entender y explicar los procesos
metalúrgicos que tienen lugar en el baño de soldadura e incluso para entender algunos
fenómenos del arco es la basicidad del sistema de óxidos de la escoria, esto
lógicamente nunca se aisla de los contenidos de los elementos aleantes, a la vez que
la participación másica de los componentes, a través de la participación del alambre, el
revestimiento o el metal base, definen la transferencia de los elementos e incluso
aspectos operacionales como la geometría de los cordones y la productividad [24].
Además, en la búsqueda de mejorar la eficiencia del consumible ocurren fenómenos
químico-físicos que influyen sobre las propiedades del arco, las propiedades de la
escoria y las propiedades del baño fundido.
Los procesos de oxidación-reducción del silicio y el manganeso en escorias son
abordados por la literatura especializada, coincidiendo en los puntos de vistas
fundamentales la mayoría de los autores. Para la descripción K.V. Liuvavskii propone
las siguientes ecuaciones [25, 26]:
2(FeO) + [27] ⇔ (SiO2) + 2[Fe]
(FeO) + [Mn] ⇔(MnO) + [Fe]
(SiO2) + 2[Mn] ⇔ 2(MnO) f + [Si]
El óxido de hierro II (wustita) se disuelve en la escoria y parcialmente en el metal
líquido, quedando como resultado de las ecuaciones descritas el metal enriquecido al
mismo tiempo con silicio, manganeso y oxígeno [28]. Por su parte la reducción del
manganeso por el hierro ocurre en todas las zonas de temperatura pero se hace más
intensa hasta los 1800 0 C (en el baño) [29]. De lo anterior se infiere que el manganeso
como desoxidante es más activo en las zonas de bajas temperaturas mientras el silicio
es activo para temperaturas más altas (en el baño y en el arco).
Cuando la temperatura desciende, por ejemplo en la zona posterior del baño,
comienzan a oxidarse el manganeso y el silicio con el oxígeno disuelto [O]FeO, debido a
que sus concentraciones resultan superiores a las de equilibrio. Sucede que una parte
del oxígeno alcanza pasar a la escoria en forma de Fe2SiO4 y no resulta suficiente su
concentración en el baño para oxidar todo el silicio y el manganeso, además de que el
descenso relativamente rápido de la temperatura hace disminuir la velocidad de
reacción.
De otro lado, pueden ocurrir un conjunto de otras reacciones de oxidación - reducción,
tales como:
C + 2FeO = CO2 + Fe
Cr + FeO = Cr2O3 + Fe
El azufre y el fósforo, ejercen una influencia negativa sobre las propiedades del metal.
Este último provoca fragilidad en frío y para los aceros austeníticos provoca grietas en
caliente. El azufre por su parte provoca grietas en caliente a causa de la formación de
eutécticas de bajo punto de fusión [30]. El FeS se disuelve bien en el hierro líquido. Si
el azufre se encuentra en esta forma en el revestimiento y su contenido es > 0,05 % se
observa un enriquecimiento del baño con este elemento [31]. De otro lado, en la
soldadura cuando hay alto contenido de manganeso se verifica la desulfuración por las
reacciones siguientes:
[FeS] + (MnO) ⇔ (MnS) + [FeO],
[FeS] + (Mn) ⇔ (MnS) + [Fe],
Para bajos contenidos de MnO la reacción tiende a ser reversible para las
temperaturas del baño. El sulfuro de manganeso (MnS) es poco soluble en el metal y
pasa parcialmente a la escoria, quedando en el metal en forma de inclusiones de
sulfuros u oxidosulfuros, considerándose que el azufre presente en el metal no
provoque grietas en caliente y debe cumplirse que [Mn]/[S] ≥ 10,3-11,5 [32].
La presencia de otros elementos básicos, además del MnO (CaO, MgO), disminuye el
contenido de azufre en el metal, según las reacciones siguientes:
[FeS] + (CaO) ⇔ (CaS) + [FeO]
[FeS] + (MgO) ⇔ (MgS) + [FeO]
La presencia de CaF2 en el revestimiento contribuye también a la desulfuración con la
formación de SF6 que se libera a los gases [25].
3CaF2 + FeS =3Ca + SF6 +Fe
Para el paso del fósforo del metal a la escoria, primeramente éste debe oxidarse (el
agente oxidante lo constituye el (FeO)) y luego unirse en un grupo que lo retenga en la
escoria (un oxido básico, por ejemplo el CaO) [32]:
2[Fe2P] +5(FeO) + 3(CaO)= (CaO)3 P2O5 + 9[Fe] L,
2[Fe2P] +5(FeO) + 4(CaO)= (CaO)4 P2O5 + 9[Fe] L,
A medida que aumenta la basicidad el paso del fósforo al metal disminuye, como se
infiere de lo planteado, si esta es baja entonces los óxidos básicos no alcanzan a
unirse al P2O5, porque son atrapados en los silicatos. Según resultados de varias
investigaciones, el efecto del CaO y el MgO sobre el fósforo es idéntico y hasta valores
de B=2,5 la defosforación ocurre intensiva, atenuándose para valores más altos,
mientras que el contenido de FeO en los valores que varía en las escorias no ejerce
influencia sobre este proceso [33].
A manera de resumen en la tabla 2.1 se muestran las reacciones fundamentales que
pueden tener lugar en la soldadura con electrodo revestido.
En el revestimiento
CaCO3coating= (CaO) + {CO2}
Ccoating + {O2} = {CO2}
Ccoating + 1/2{O2} = {CO}
En la escoria
2(CaF2) + (SiO2) =2(CaO) + {SiF4}
(CaO) + (SiO2) = (CaSiO3)
(CaO) + (TiO2) = (CaTiO3)
2(CaF2) + (SiO2) = 2(CaO) + {SiF4}
En el baño
[C] + [FeO] = [Fe]+ {CO}
[Mn] + [FeO] = [Fe] + (MnO)
[Si] + 2[FeO] = 2[Fe] + (SiO2)
2[Cr]+ 3[FeO] = 3[Fe] + (Cr2O3)
En la interfase metal-escoria
2(MnO) + [Si] = 2[Mn] + (SiO2)
2(Cr2O3) + 3[Si] = 4[Cr] + 3(SiO2)
(MnO) + [C] = [Mn] + {CO}
(Cr2O3) + 3[C] = 2[Cr] + 3{CO}
(Cr2O3) + 3[Mn] = 2[Cr] + 3(MnO)
2[Fe2P] +5[FeO] + 4(CaO)= (CaO)4 P 2O5 + 9[Fe]
[FeS] + (CaO) = (CaS) + [FeO]
3(CaF2) + 4[FeS] = 3(CaS) + {SF6} + 4[Fe]
Capítulo III. Fabricación y evaluación de electrodos
3.1-
Plan experimental para la obtención de los revestimientos de los
electrodos
En la búsqueda de lograr una mayor resistencia en electrodos rutílicos que garanticen
mayor fiabilidad de las uniones del Surcador Triple para caña. Se decide valorar la
aplicación a electrodos 6013, actualmente utilizados en la fabricación del referido
implemento, de un revestimiento periférico complementario que contiene elementos de
aleación y una matriz básica. Se aplica un diseño de experimentos de mezclas de tipo
Mc Lean Anderson para definir la región experimental de las mezclas de revestimiento
a evaluar. Se establecen como componentes a variar en el revestimiento: FeCrMn (X1),
Mn metálico (X2) y CaCO3+CaF2(X3).
Variables
X1 FeCrMn
X2 Mn metálico
X3 (CaF2+CaCO3)
Mín.
0
0
25
Máx.
50 %
25 %
100%
Se define la adición de FeCrMn en base a la búsqueda de un aumento de la resistencia
de la unión soldada. Tanto el Cr, como el Mn son elementos que aumentan la
resistencia del acero, por lo que su adición en el revestimiento del electrodo, tiene un
efecto positivo en este sentido. Sobre el efecto que ejercen el Cromo y Manganeso en
el baño de soldadura y sobre las propiedades del metal se abordó con un grado mayor
de profundidad en el epígrafe 2.3. El rango de variación de X1 se ha decidido con una
intensión exploratoria que refleje su efecto en un amplio rango de variación. Se ha
partido desde el valor 0 (cero) para partir del referente de aquellas condiciones de su
efecto nulo hasta un valor de 50 %, donde la transferencia del Cr y el Mn podrían ser
significativas y en consecuencia su efecto sobre las propiedades del metal depositado.
Por su parte el Mn ejerce una función desoxidante (figura 3.1), al ser adicionado Mn en
su forma metálica, este se oxida favoreciendo la transferencia de Cr primeramente y
luego la del propio Mn. La presencia de alto contenido de Mn (en forma de FeCrMn y
en forma de Mn metálico) favorece que, aunque se oxide este elemento, parte de él
pase directamente al metal del cordón.
(Cr2O3) + 3[Mn] = 2[Cr] + 3(MnO)
[Mn] + [FeO] = [Fe] + (MnO)
Figura 3.1. Diagrama de energía libre de las reacciones en función de la temperatura.
El rango de variación del Mn metálico (X2) tiene, al igual que el FeCrMn, un carácter
exploratorio. En este caso se ha partido también desde 0 (cero) para evaluar las
condiciones de su efecto nulo y tener criterios más acertados de su efecto sinérgico
sobre los demás componentes del sistema. El valor máximo de 25 % responde a
buscar la influencia marcada de este elemento más allá de su función desoxidante y
desulfurante, o sea valorar su influencia aleante en contenidos relativamente altos de
este elemento en el metal, superiores a los valores de alrededor de 1,2 %,
recomendado por muchos autores para garantizar las condiciones favorables de
nucleación de la ferrita acicular.
De otro lado, la adición de CaF2 y CaCO3 (X3) asegura un medio básico en la escoria
que favorece la transferencia del Manganeso y el Cromo, como elementos que deben
pasar al metal para aumentar su resistencia y la tenacidad. El rango entre 25 % y 100
% responde a los siguientes criterios: el valor mínimo (25 %) se basa en la idea de que
para preparar la carga de revestimiento a aplicar al electrodo, debe existir una matriz
mineral que durante la aglomeración con silicato de sodio funja de soporte y de textura
a la mezcla para su aplicación adecuada durante la fabricación del electrodo.
Por su parte el extremo máximo (100 %) se ha establecido en base al criterio de que la
mezcla ( CaF2 + CaO ) influye positivamente en la basicidad del sistema y en
consecuencia, aún cuando no se introduzca un sistema aleante adicional al electrodo
(cuando X2 y X3 sean iguales a 0) podría potenciarse la transferencia de elementos
como el manganeso, ya que presentes en el núcleo del electrodo y en el revestimiento
del E 6013 de partida, mejorando así la resistencia por esta vía de la basicidad del
sistema. Al mismo tiempo y por aumento de la basicidad del sistema de escoria se
podría disminuir el fósforo y el azufre, evitando sus efectos nocivos en el metal del
cordón. El medio básico limita también la presencia del hidrógeno en el metal
depositado con su efecto positivo frente al agrietamiento en frío.
En base al rango de variación de las variables se establece la matriz completa del
diseño de experimentos a realizar, obteniéndose un total de 12 posibles experimentos
( N = q • 2 q −1 , siendo q el número de variables (5 en nuestro caso) y para el cual debe
n
cumplirse la condición de normalidad
∑ Xi = 1 ), tal como lo muestra la tabla 3.1.
i =1
Tabla 3.1. Matriz compleja del diseño de experimentos a realizar.
No
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
X1 (%)
(+) 50
(+) 50
(?)*
(-) 0
(-) 0
(?)*
(+) 50
(+) 50
(50)*
(?)*
(-) 0
(-) 0
X2 (%)
(+) 25
(?)*
(+) 25
(-) 0
(?)*
(-) 0
(-) 0
(25)*
(+) 25
(-) 0
(+) 25
(0)*
X3 (%)
(25)*
(+) 100
(+) 100
(100)*
(-) 25
(-) 25
(50)*
(-) 25
(-) 25
(-) 25
(75)*
(+) 100
Nota: Los números entre paréntesis y con asteriscos (n)* significa que es el valor
determinado en base a una mezcla de 100 %, o sea, % X 1 + % X 2 + % X 3 = 100% .
Cuando dentro del paréntesis aparece un signo de interrogación significa que el
número obtenido no es válido en base a las condiciones de frontera establecida para
las variables y en base a la condición de normalidad
(∑ X
i
= 100% ) .
Solo son válidos a realizar los experimentos 1, 4, 7, 8, 9, 11 y 12. Los experimentos 1,
8 y 9 son iguales. También son iguales entre sí los experimentos 4 y 12. Luego de esto
solo quedan los experimentos a realizar que denominamos a, b, c, d y que
corresponden a los vértices de un paralelogramo en el triángulo de composición. En el
centro de cada una de las aristas se inserta un nuevo punto, obteniéndose así los
puntos: ad, db, bc, ca con sus coordenadas correspondientes (figura 3.2 y tabla 3.2).
Finalmente se inserta un punto abcd en el centroide del paralelogramo.
Tabla 3.2. Matriz experimental del diseño de experimentos.
Exp.
a
b
c
d
ad
db
bc
ca
abcd
X1(%)
50
0
50
0
25
0
75
50
25
X2 (%)
25
0
0
25
25
12.5
0
12.5
12.5
25% X2
X3 (%)
25
100
50
75
50
87.5
25
37.5
62.5
X1 (FeCrMn)
25% X3
50%X1
a
ac
c
ad abcd bc
d
X2 Mn metálico
db
b
X3 (CaCO3+ CaF2)
Figura 3.2. Región experimental para los revestimientos de los electrodos
experimentales.
Para evaluar el efecto de los componentes del revestimiento sobre el comportamiento
del electrodo y las propiedades del metal base pueden ser consideradas diferentes
variables respuestas (Yi): tasa de deposición; tasa de consumo; rendimiento;
profundidad de penetración; ancho del cordón; altura de refuerzo; ancho de la ZAT; %
cromo; % manganeso; dureza, etc.
En el caso particular de este trabajo que tiene un alcance preliminar, no se llegará a la
obtención de una respuesta concreta, y solo se hará un prototipo de uno de los puntos
experimentales del plan de la tabla 3.2.
3.2-
Evaluación de los parámetros de consumo del electrodo comercial AWS E
6013
Toda vez que el estudio se basa en aplicar un sistema aleante periférico a electrodos
comerciales 6013 con el propósito de logar electrodos rutílicos de mayor resistencia
que posibiliten una mayor fiabilidad de las uniones del Surcador Triple para caña, se
considera como un punto de partida importante la determinación de los parámetros de
consumo de estos electrodos comerciales para utilizarlos como criterio de referencia en
el desarrollo futuro de los electrodos experimentales.
Utilizando electrodos comerciales AWS E 6013 de 3,2 mm de diámetro se realizaron
cordones sobre chapa para la adquisición de los datos para determinar los parámetros
de consumo. Este proceso fue realizado en la empresa ´´Enrique Villegas´´ en base a
las indicaciones ya descritas en el epígrafe 2.1.1 y con apego a la norma ISO 2401-72.
Para ello fueron pesados antes de la realización de los depósitos las chapas y los
electrodos, utilizando una balanza técnica de 0,1 g de precisión. El estudio fue
realizado para tres niveles de corriente 90 A, 120 A y 150 A, respectivamente, con el
empleo de una fuente modelo Lincoln Electric AC 225 ARC Welter OHIO USA. Con las
corrientes indicadas fueron realizados depósitos sobre chapa en posición plana y
controlando el tiempo de soldadura con el empleo de un cronómetro de 0,2 s de
precisión (el soldador que realizó los depósitos está calificado para SMAW en la
posición referida). Luego de la realización de los depósitos las chapas y las colillas de
electrodos fueron pesadas para de esta forma obtener la masa de electrodo consumida
y la masa de metal depositada, y estas en función del tiempo de soldadura fueron
obtenidas la razón de depósito y de consumo, así como la eficiencia de depósito y las
pérdidas, en base a las expresiones dadas en el epígrafe 2.1.1, cuyos valores son
mostrados en la tabla 3.3.
Tabla 3.3. Evaluación de los parámetros de consumo del electrodo comercial.
Datos
Resultados
Parámetros
Is (A)
Le (mm)
de (mm)
Mbi (g)
Mip (g)
Tbás (s)
Lc (mm)
Mbf (g)
Mfp (g)
Mf (g)
Md (g)
RF (kg/h)
RD (kg/h)
(%)
Er (%)
En (%)
90
355
3.2
30
660
93
58.3
4.4
683
25.6
23
0.99
0.89
10.16
89.8
123.1
E6013
120
355
3.2
30
660
78
46.4
3.3
685
26.7
25
1.23
1.15
6.37
93.6
128.6
150
355
3.2
30
650
60.6
51
3.7
676
26.3
26
1.56
1.54
1.14
98.9
135.8
Para una interpretación más clara de los resultados fueron construidas gráficas de
razón de depósito y de consumo; así como de eficiencia de deposición y de pérdidas
en función de la corriente de soldadura, como lo muestran las figuras 3.3, 3.4, 3.5 y
3.6. En una primera observación de la figura 3.3 se hace evidente que el consumo de
electrodo aumenta de manera lineal con la corriente. Este hecho tiene una explicación
casi evidente, reportada con mucha frecuencia en la literatura clásica. Al aumentar la
corriente para un diámetro invariable del electrodo también aumenta la densidad de
corriente. De acuerdo con el efecto Joule, en la medida que aumenta la corriente la
energía disipada en el electrodo aumenta y en consecuencia el calentamiento del
núcleo y del revestimiento propiciando una mayor fusión, al mismo tiempo que
contribuye que el mayor calentamiento del núcleo del electrodo aumenta la resistividad
de este y en efecto se traduce también en un mayor calentamiento. El aumento de la
corriente también tiene consecuencias directas sobre las características del arco y la
energía aportada por este al baño de soldadura.
Como se puede ver en la figura 3.3, la razón de deposición tiene un comportamiento
también lineal y semejante al del consumo, lo cual obviamente era algo esperado, ya
que se trabajó en un rango de corrientes dentro de lo recomendado para este diámetro
de electrodo [34]. El hecho de que la deposición aumenta lineal en la medida que lo
hace el consumo da criterio de que el material está pasando en una cantidad
proporcional al baño de soldadura. Si se hace una observación detallada de la figura
3.3 se advierte una pendiente ligeramente mayor para la recta de la deposición, lo cual
indica que mayor masa de material del que se funde se está incorporando al metal del
baño. Lo anterior podría tener como explicación el hecho de que hay una mayor
interacción en la interfase metal-escoria para mayores niveles de corriente (mayores
energías), a la vez que una mayor masa de metal fundida y una mayor energía lineal
de soldadura proporcionan como resultado un enfriamiento más lento, permitiendo que
los procesos de interacción tengan más tiempo de ocurrir con un balance favorable
para la transferencia de elementos y en consecuencia de masa. Al mismo tiempo este
comportamiento podría indicar la no existencia en el revestimiento de altos niveles de
compuestos que se disoció por calentamiento, como lo son el CaCO3 y el MgCO3,
entre otros, provocando un nivel mayor de pérdidas por reacciones endotérmicas
(CaCO3=CaO+CO2; MgCO3=CaO+CO2).
Figura 3.3. Influencia de la corriente de soldadura sobre la razón de depósito y fusión.
Ya lo que ocurre con el rendimiento real de la figura 3.4 no es más que la
consecuencia del comportamiento de la deposición y el consumo, teniendo en el rango
de corrientes evaluado un carácter creciente y lineal, cuya explicación está dada en lo
fundamental por lo planteado anteriormente para las razones de consumo y
deposición. En igual sentido, la figura 3.5 muestra un comportamiento lineal, pero
obviamente decreciente de las pérdidas. Esto hace entender claramente que con la
corriente tampoco aumenta la pérdida por salpicadura, algo que podría haber sido
posible si se creciera a valores aún mayores de corriente, pero que careciera de
sentido desde el punto de vista tecnológico.
Figura 3.4. Influencia de la corriente de soldadura sobre la eficiencia real del electrodo.
Figura 3.5. Influencia de la corriente de soldadura sobre las pérdidas.
En la figura 3.6 se muestra el comportamiento del rendimiento nominal en función de la
corriente. En dicha figura, y como era esperado, el comportamiento tiene el mismo
carácter que el mostrado por el rendimiento real de la figura 3.4, solo que con un orden
de valores diferentes. El hecho que el rendimiento real tenga un valor mayor del 100 %
es un indicio inequívoco de que hay componentes en el revestimiento del electrodo que
se incorporan al cordón depositado.
Figura 3.6. Influencia de la corriente de soldadura sobre la eficiencia nominal del
electrodo.
De lo planteado queda claro que desde el punto de vista de los parámetros de
consumo el nivel de corriente más alto es el que garantiza los mejores resultados, ya
que ofrece el mayor rendimiento. Este hecho debe ser valorado con determinado
cuidado, ya que al haber aumentado también el consumo se emplea más tiempo en el
cambio de electrodo, traduciéndose en tiempo que no se suelda, a la vez que los
consumos de energía son obviamente superiores para mayores corrientes.
3.3-
Evaluación de la geometría de los cordones obtenidos con el electrodo
comercial AWS E 6013
A semejanza de los parámetros de consumo, la geometría de los cordones de los
electrodos comerciales AWS 6013 constituye un punto de partida importante para el
desarrollo de un electrodo rutílico con incremento de la resistencia del metal
depositado, ya que utilizaremos este electrodo como referencia, toda vez que ha sido
usado en el trabajo como soporte para la aplicación del revestimiento periférico de los
electrodos experimentales.
La obtención de los depósitos para la determinación de las dimensiones fue realizada
simultáneamente a la evaluación de los parámetros de consumo para diferentes
corrientes, lo cual ya fue descrito en el epígrafe 2.2.1. A los depósitos le fueron
realizados cortes transversales con disco abrasivo, seguido a lo cual fue realizado el
proceso de preparación de la muestra hasta el rebelado de la geometría del cordón por
ataque con Nital al 2 %. Las imágenes de las secciones de los cordones fueron
obtenidas con una cámara digital (en la figura 3.7 se muestra a modo de ejemplo una
de las imágenes obtenidas), para luego determinar las dimensiones con el empleo del
programa IMAGEN J. En la tabla 3.4. Se muestran los resultados de dimensiones del
cordón, así como el ancho de la Zona Afectada por el Calor (ZAC) de los depósitos
obtenidos en los tres niveles de corriente de soldadura evaluados.
Figura 3.7. Imagen obtenida de las secciones de los cordones.
Tabla 3.4. Resultados de las dimensiones del cordón del electrodo comercial AWS E
6013.
Parámetros
Is (A)
ZIT (mm)
B (mm)
hr (mm)
hp (mm)
90
1.3
8.8
1.9
1.2
E 6013
120
1.4
9.3
1.8
1.4
150
1.8
9.9
1.8
1.5
Los resultados de dimensiones del cordón, mostrados en la tabla 3.4, fueron graficados
en función de la corriente de soldadura para facilitar aún más la interpretación de los
resultados (figuras 3.8, 3.9, 3.10 y 3.11).
Como era esperado, con el aumento de la corriente la profundidad de penetración
aumenta (figura 3.8). Esto es algo ampliamente abordado en la literatura especializada,
estando su fundamento asociado a la potencia específica del arco, o sea la relación de
calor generado hacia la pieza por unidad de tiempo y al área de contacto entre la pieza
y el arco. En este trabajo se utilizó una corriente continua con electrodo positivo (CC+),
por tanto la zona catódica está en el metal base y el calor generado en esta zona
(calor de la zona catódica, Qc) es responsable del calentamiento y fusión del metal
base y la potencia específica asociada (QC/Ao), sería la responsable de la fusión local.
La energía Qc está dada por la energía generada por el paso de los electrones por la
zona catódica (QV=I·VC, donde Vc es la tensión catódica), menos la energía que se
precisa para la emisión de electrones en el cátodo(Qφ=I·φ, donde φ función de trabajo)
y la energía que se requiere para el calentamiento de este a la temperatura de arco
(QT=3/2KTI/e, donde T es la temperatura del arco, K la constante de Boltsman y e es
la carga del electrón). O sea QC=I(VC-3/2(KT/e)-φ), aumentando de forma proporcional
con el aumento de la corriente [27].
Figura 3.8. Influencia de la corriente de soldadura sobre la profundidad de penetración.
Para el caso del ancho de los cordones existe una tendencia al aumentar con la
corriente (figura 3.9), asociado esto, más que con la corriente misma, con la tensión de
arco, lo cual también es ampliamente abordado por la literatura especializada. En este
trabajo se ha tratado de mantener constante la longitud de arco en las pruebas, y un
aumento de la corriente, como es bien conocido, conduce a un aumento de la tensión
de arco, de acuerdo con las características estáticas de este. En concordancia con lo
expresado anteriormente y recordando la forma cónica del arco se ha introducido más
energía en un área aproximadamente constante del metal base en la medida en que la
corriente aumenta, haciendo esto que el calentamiento sea mayor en la dirección
lateral del metal base, al mismo tiempo en que es aumentada la profundidad de
penetración. Este comportamiento del ancho con la corriente tiene también un reflejo
en la tasa de deposición, la cual como fue descrito en el epígrafe 2.2.1 también crece
con carácter prácticamente lineal con la corriente de soldadura. Una mayor masa de
metal a depositar en la unidad de tiempo hace posible que se transfiera una mayor
cantidad de energía, contenida en el metal fundido como calor latente, en la unidad de
área contribuyendo así a un mayor calentamiento lateral. Al mismo tiempo, una mayor
masa de metal y un nivel de energía mayor facilitan que el metal se distribuya más
lateralmente, ello obviamente vinculado también a la relación existente entre la
temperatura y la viscosidad del metal fundido.
Figura 3.9. Influencia de la corriente de soldadura sobre el ancho del cordón.
En el caso de la altura del refuerzo (figura 3.10) se puede considerar que, de acuerdo
con los valores absolutos, es relativamente constante. En esto tienen influencia dos
factores simultáneos, este parámetro aumenta con la corriente y disminuye con la
tensión de arco. Como el aumento de la corriente conduce a un aumento de la tensión,
estos efectos se compensan. Es observada una leve disminución en la altura del
refuerzo, asociado esto probablemente a lo ya explicado para el ancho del cordón,
respecto a la tendencia a distribuirse más el metal líquido en la medida que aumenta la
corriente de soldadura (la energía aportada).
Figura 3.10. Influencia de la corriente de soldadura sobre la altura de refuerzo.
El comportamiento con la corriente de la Zona Térmicamente Afectada (figura 3.11). Es
algo obviamente esperado. En la medida que se aumenta la corriente (aumento de la
Energía Lineal de Soldadura H=η(I*U)/Vs, J/min) hay un mayor calentamiento del metal
base adyacente al cordón, al mismo tiempo que un mayor tiempo se requiere para el
enfriamiento del metal. Si se quiere relacionar la temperatura máxima alcanzada por el
metal con la distancia desde el borde de fusión, en base a una Energía Lineal de
Soldadura puede ser considerada la fórmula: (1/(Tp-To)= 0.0413ρCky/HL 1/(TF-To),
donde Tp es la temperatura de pico máxima alcanzada en 0 C , To es la temperatura
inicial del metal base en 0 C , TF es la temperatura de fusión del metal base en 0 C ,Y es
la distancia del punto considerado a la línea de fusión en mm, k es la conductividad
térmica del metal en J/(cm*s* 0 C ) (es de 0,54 para el acero al carbono), ρ es la
densidad del metal en g/cm3 (es de 7,83 para el acero al carbono) y C es el Calor
Específico en J/(g* 0 C ) (es de 0,46 para el acero al carbono) [35].
Figura 3.11. Influencia de la corriente de soldadura sobre la Zona de Influencia Térmica.
En un análisis general y muy somero de las dimensiones del cordón queda claro que
deben ser atendidos dos aspectos fundamentales: los coeficientes de forma de los
cordones,
sobre
todo
el
coeficiente
de
forma
de
penetración
(relación
penetración/ancho) y el ancho de la ZAT. Es casi claro que una mayor ZAT siempre es
un elemento de riesgo para la fiabilidad de las uniones, no obstante se debe buscar
una condición donde se garantice la penetración suficiente.
3.4-
Obtención y evaluación del prototipo preliminar de electrodo experimental
La obtención de los electrodos comerciales fue realizada siguiendo una secuencia de
etapas como lo esquematiza la figura 3.12. La primera etapa consiste en la preparación
de las materias primas (FeCrMn, Mn metálico, Caliza y Fluorita). El FeCrMn y el Mn
metálico son materias primas resultantes de un proceso de reducción aluminotérmica
de Cromita y Pirolusita para el primero (FeCrMn) y de pirolusita en el segundo (Mn
metálico). Ambas materias primas, luego del proceso reductivo se encuentran en
fracciones de tamaño promedio superior a 15 mm, lo cual implica la necesidad de un
proceso de trituración, molienda y tamizado. Las fracciones de mayor tamaño fueron
fragmentadas de manera manual en un mortero hasta una granulometría del orden de
5 mm, posterior a lo cual fue realizada la molienda en un molino de disco en el
laboratorio del taller de la empresa “Enrique Villegas”. El proceso de molienda fue
realizado en ciclo cerrado, controlando, mediante tamizado, la granulometría entre 0,1
mm y 0,25 mm. La caliza fue igualmente procesada, siendo en este caso realizado el
proceso de molienda con ciclo cerrado en el molino de bolas del laboratorio de
materiales del Centro de Investigaciones de Soldadura. La granulometría final de la
caliza fue controlada por tamizado a
0,1 mm. En el caso de la Florita, ya esta se
encontraba en forma de polvo y solo fue tamizada a una granulometría de
0,1 mm.
Figura 3.12. Esquema sobre la obtención del prototipo preliminar de electrodo
experimental.
La segunda etapa correspondió a la dosificación, lo cual se hizo mediante un proceso
de pesaje en una balanza técnica en las correspondientes proporciones para una masa
total de 200 g. En este caso solo fue aplicado el revestimiento correspondiente al punto
experimental (a) de la Tabla 3.2, a modo de prototipo preliminar. La tercera etapa,
realizada también en el laboratorio del taller de la empresa “Enrique Villegas”,
corresponde al mezclado. Esta fue realizada en un mezclador de tambor rotatorio
durante 30 min. La etapa próxima del proceso se corresponde a la aglomeración, la
cual se realizó en el laboratorio de materiales del CIS. En esta etapa le fue adicionado
silicato de sodio en una proporción de 40 % de la masa seca (80 g para 200 g de masa
seca) previamente mezclada. El silicato de sodio fue adicionado de manera gradual al
mismo tiempo que se iba aglomerando manualmente con una varilla de cerámica, a la
masa le fue añadida también determinada cantidad de agua hasta que se logró una
textura de la pasta adecuada para aplicar como revestimiento por inmersión. Luego de
obtenida la pasta para aplicar al revestimiento, esta fue adicionada a un recipiente en
forma cilíndrica de 20 mm de diámetro y 350 mm de longitud. Los electrodos
comerciales E 6013 fueron sumergidos en dicho recipiente con la pasta y extraídos
lentamente para, mediante inmersión, aplicar un revestimiento periférico, obteniéndose
5 electrodos revestidos en este caso. Los electrodos revestidos fueron colocados de
manera vertical para someterlos durante 24 horas al proceso de secado al aire. Luego
de secados los electrodos fueron introducidos en una estufa a 160 0 C durante 2 horas
para extraerle toda la humedad posible en la etapa de calcinación.
Con los electrodos obtenidos fue realizado un depósito, siguiendo los procedimientos
ya descritos en el epígrafe 3.2 en la obtención de depósitos para el electrodo comercial
6013, solo que en este caso se aplicó únicamente para una corriente media de 120 A.
Como resultado fueron obtenidos los datos para la determinación de los parámetros de
consumo que se muestran en la tabla 3.5.
Tabla 3.5. Evaluación de los parámetros de consumo del prototipo preliminar de
Resultados
Datos
electrodo experimental.
Parámetros Experimental
Is (A)
120.00
Le (mm)
350.00
de (mm)
3.20
Mbi (g)
60.34
Mip (g)
478.59
Tbás (s)
60.30
Mbf (g)
39.85
Mfp (g)
498.20
Mf (g)
20.49
Md (g)
19.61
RF (kg/h)
1.22
RD (kg/h)
1.17
(%)
4.29
Er (%)
95.71
En (%)
102.57
De manera cualitativa el comportamiento en la soldadura del prototipo de electrodo
evaluado
se
comportó
adecuadamente
en
cuanto
a
estabilidad
del
arco,
desprendimiento de la escoria y aspecto del cordón. Si se comparan de manera global
los resultados de la tablas 3.3 y 3.5 se advierte que para igual valor de corriente el
rendimiento real del electrodo experimental es superior, siendo ligeramente inferior la
razón de fusión y algo superior la de deposición para el electrodo prototipo
experimental. Las pérdidas fueron ligeramente menores para el experimental, mientras
que el rendimiento real fue algo inferior. Es probable suponer que entre los depósitos
obtenidos con el electrodo comercial AWS E 6013 y el prototipo experimental existen
diferencias de geometría y de composición química (fundamentalmente mayor
contenido de Mn y Cr), ya que la introducción de componentes en el revestimiento sin
dudas afecta la basicidad del sistema, las actividades de los óxidos, la composición
másica de la masa fundida, las propiedades físicas del arco, las propiedades físicas del
metal fundido, las condiciones de transferencia metálica, el aporte térmico por la
verificación de los procesos redox, entre otros.
De lo obtenido con el electrodo experimental se confirma la viabilidad de realizar el
plan experimental planteado en la tabla 3.2, lo cual será objeto de un trabajo futuro de
continuidad a
la
presente investigación que
permitirá
establecer relaciones
cuantitativas de las respuestas y las variables de entrada; así como permitirá la
selección de una composición de revestimiento más adecuada que responda a una
condición de compromiso entre las variables respuestas.
Conclusiones
Ø La fabricación del Surcador Triple para caña en las condiciones del taller “Enrique
Villegas” con proceso SMAW es viable desde el punto de vista técnico- económico, ya
que se obtiene un efecto económico de 1 457,15 CUC.
Ø La evaluación de los parámetros de consumo de un electrodo, las características
operativas, las dimensiones, las estructuras y propiedades de las uniones soldadas,
son aspectos de importancia relevante a la hora de evaluar un electrodo que defina su
viabilidad de aplicación.
Ø Se puede lograr un aumento en la resistencia del depósito de la unión soldada,
mediante la adición de elementos en el revestimiento del electrodo E 6013 en base a
un diseño experimental de mezcla de tipo de Mc Lean Anderson, que contribuya a
aumentar los contenidos de elementos como el Cr y Mn en metal del cordón.
Ø Para el electrodo comercial AWS E 6013 se advierten variaciones en los
parámetros de consumo con la variación de la corriente dentro del rango de operación
del electrodo, donde la eficiencia es favorecida para los mayores valores. De igual
manera la geometría del cordón se modifica al variar la corriente, siendo superiores
para las corrientes altas la penetración, el ancho, las dimensiones de la ZAT y siendo
poco influenciado el refuerzo, aunque tiende a la disminución.
Ø El prototipo de electrodo experimental obtenido demuestra la viabilidad de
desarrollo futuro del plan experimental planteado, mostrando potencialidades de
alcanzar modificaciones favorables al revestimiento a partir del electrodo comercial
AWS E 6013.
Recomendaciones
Ø Realizar la calificación de procedimientos de soldadura y soldadores que interviene
en el proceso de fabricación del Surcador Triple para caña, para de esa forma cumplir
con este requisito establecido en los sistemas de calidad.
Ø Dar continuidad a este trabajo desarrollando el plan experimental planteado y
lograr así las relaciones cuantitativas de las propiedades respuestas con las variables
de entrada (componentes del revestimiento), así como definir una composición de
electrodo que responda a una condición de compromiso entre las respuestas
evaluadas. Realizar a dicha composición seleccionada una evaluación económica
integral en cuanto a fabricación y aplicación, y se tome como referencia los electrodos
comerciales WAS E 6013.
Bibliografía
[1-43]
1.
Pozo, J.A., Diseño de construcciones soldadas. 1998.
2.
Propiedades mecánicas de los aceros ASTM A-570 y ASTM A-36.
[cited;
Available from: www.matweb.com.
3.
A.P.Guliáev, ed. Metalografía. Vol. Tomo 1. 1978: Moscú.
4.
autores, C.d., ed. Apuntes de soldadura. 2000.
5.
Soldadura manual por arco con electrodos revestidos [cited; Available from:
www.monografias.com/ingeniería.
6.
Soldadura por arco. [cited; Available from: www.es.wikipedia.org/wiki/soldadura.
7.
Riesco, G.H., ed. Manual del soldador.
8.
Gómez, R., ed. Soldadura de los aceros. Aplicaciones.
9.
American National Standard, Specification for Carbon Stell Electrodes for
Shielded Metal Arc Welding, AWSA5.1/A5.1M. 2004.
10.
MIG/MAG Welding Guide for Gas Metal Arc Welding (GMAW). The Lincoln
Electric Company.
11.
12.
13.
Melo, O.J.H., ed. Soldadura por arco con núcleo de fundente ´´FCAW´´. 2007.
[cited; Available from: http://intranet.fim.uclv.edu.cu.
Liu, A.Q.B.S., Chemical Composition and Hradness Control by Endothermic
Reaction in the Coating of Covered Electrodes. 1997.
14.
Podgayeskii, V., Kuzmienko, G., ed. Teoría de las escorias. 1988.
15.
SCOTTI, A.Q., A.M, Y. Farias J.P, Características dinámicas de electrodos
revestidos. 1985.
16.
Potapov, N.N., Materiales para la soldadura por arco.
17.
Rodríguez, H., ed. Metalurgia de la Soldadura. 1983.
18.
O.Grong, D.K.M., Microstructural development in mild and low-alloy steel weld
metals. 1986.
19.
K.Easterling, introduction to the Physcal Metallurgy of Welding. 1983.
20.
D.J.Abson, R.J.P., Factors influencing as-deposited strength, microstructure and
toughness of manual metal arc welds suitable for C-Mn steel fabrications. 1986.
21.
G.M.Evans, Welding Journal. 1980.
22.
J.M.Oblak, R.F.H., Transformations and Hardenability in Steels. 1967.
23.
G.M.Evans, The effects of sulphur and phosphorus on the microstructure and
properties of C-Mn-weld-metals deposits. 1985.
24.
D.A.Fleming, A.Q.B., S. Liu and Olson, Toward Developing a SMAW Welding
Electrode for HSLA-100 Grade Steel june 1996.
25.
Burgos, J.L., ed. Procesos metalúrgicos durante la soldadura por fusión. 1992:
UCLV, Santa Clara.
26.
Runov, M.A., ed. Capacidad de reacción y reducción del monóxido de
manganeso. Teoría y práctica de la metalurgia del manganeso 1990: Academia
de Ciencias de la URSS, Moscú.
27.
MONDENESI, P.J., ed. Introdução à Física do Arco Elétrico E sua Aplicação na
Soldagem dos Metais, UFMG. 2004: Belo Horizonte.
28.
Shedrovinstkii, V.Y.K., A.I., ed. Estudio de la reducción del manganeso por el
carbono de los fundidos del sistema CaO-SiO2-Mn. Teoría y práctica de la
metalurgia del manganeso 1990: Academia de las Ciencias de la URSS, Moscú.
29.
Runov, M.A., ed. Estructura y reductibilidad de fundidos oxidados al manganeso.
Teoría y práctica de la metalurgia del manganeso 1990: Academia de Ciencias
de la URSS, Moscú.
30.
Dashelsky, V., ed. Solubilidad del azufre en los fundidos base manganeso.
Teoría y práctica de la metalurgia del manganeso 1990: Academia de Ciencias
de la URSS, Moscú.
31.
Pismennyi, A.S., Termodinamic properties of the melt of AN-67SA welding flux.
1996.
32.
Marcelo, D., Evaluación y diagnóstico de consumibles para la soldadura por arco
eléctrico. 2001.
33.
Cruz, A., ed. Obtención mediante fusión de un fundente fundido del sistema
MnO-SiO2 para la soldadura por arco sumergido. ed. T. doctoral. 2002: Moa.
34.
Electrodos rutílicos.
35.
M.Adams, J.C., Welding Journal. may 1958.
36.
Aplicaciones
del
proceso
SMAW.
[cited;
Available
www.toolingu.com/class-651210-aplicaciones-smaw.html.
37.
ASM Metal Handbook. Welding, Brazing and soldering. 1983.
38.
Electrodos revestidos.
39.
Proceso GTAW. [cited; Available from: www.drweld.com/gtaw.html.
from:
40.
Proceso SMAW en electrodos revestidos.
41.
Proceso
SMAW
en
electrodos
rutílicos
[cited;
Available
from:
www.ecurso.net/.../curso_de_soldeo_manual_por_arco_con_electrodos_revestid
os-2617.html - España.
42.
Burgos Sola, J., ed. Tecnología de Soldadura. 1987.
43.
Uniones
soldadas.
[cited;
Available
www.soldadura.org.ar/index.php?...microestructuras...union-soldada...
from: