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Revista sobre el estudio de las transformaciones producidas en la microestructura de una fundicion gris perlitica como producto de la soldadura SMAW
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REVISTA FACULTAD DE MECÁNICA-ESPOCH, Vol. 1, No. 1, 2014
1
TRANSFORMACIONES DE LA MICROESTRUCTURA DE LA
FUNDICIÓN GRIS PERLÍTICA PRODUCIDAS DURANTE LA
SOLDADURA SMAW
Darwin Córdova Chulde
Facultad de Mecánica, ESPOCH, Riobamba, Ecuador
Autor para correspondencia: [email protected]
RESUMEN La soldadura y las modificaciones de la microestructura en el metal base de la fundición gris perlítica
clase 30 fueron investigadas para un rango de temperaturas de precalentamiento usando electrodos de
níquel y níquel-hierro. El proceso de soldadura SMAW (Shielded Metal Arc Welding) fue usado para
producir cordones de soldadura sobre placas de metal base. Técnicas de metalografía óptica y ensayo
de Microdureza Vickers fueron empleados para caracterizar y cuantificar las variaciones de
microestructura y dureza en el metal base. Un estudio macroscópico fue necesario para identificar las
zonas metalúrgicas en la zona afectada térmicamente (ZAT) y registrar la geometría del poso de
soldadura. Además, un modelo matemático fue usado para comparar los resultados analíticos con los
obtenidos experimentalmente y también, para determinar con mejor precisión el ancho de la ZAT. La
formación de productos duros y frágiles tales como Cementita y Martensita se evidenció en las
cercanías de la intercara. Se observó que la cantidad de estas fases duras disminuye para los cupones
soldados a mayores temperaturas de precalentamiento. Los valores de microdureza a lo largo de la
ZAT evidencian que mayores cantidades de fases duras se forman en el metal base cuando se aplican
menores temperaturas de precalentamiento. Adicionalmente, el ancho de la ZAT se incrementa con el
aumento de la temperatura de precalentamiento. Los resultados del estudio indicaron que el uso de
electrodos de níquel produce una ZAT más estrecha y menores cantidades de fases duras tales como
Martensita y Cementita si se compara con la correspondiente a la ZAT de soldaduras realizadas con
electrodos de níquel-hierro. Esto resulta debido a que se requiere una menor entrada de calor para la
soldadura con electrodos de níquel comparada con la soldadura con electrodos de níquel-hierro.
Palabras clave: Fundición gris, soldadura SMAW, zona afectada térmicamente, soldabilidad,
precalentamiento.
ABSTRACT
The welding and the modification of the microstructure on the base metal of the perlitic gray cast iron
type 30 were investigated for a pre-heating range of temperature using high nickel and nickel-iron
electrodes. The Shielded Metal Arc Welding procedure was used for producing bead on plate welds on
the base metal. Techniques of optical metallography and micro-hardness Vickers testing were
employed to characterize and quantify the variations of the microstructure and hardness of the base
metal. A macroscopic study was necessary to identify the metallurgical zones of the heat affected zone
of the weld and register the weld pool geometry. Furthermore, a mathematical model was used to
compare the analytic results with those obtained from the experiments and also, to determine with
improved precision, the width of the Heat Affected Zone (HAZ). The formation of hard and fragile
products such as Cementite and Martensite were found in the surroundings of the fusion line. It was
observed that the amount of these hard phases, diminished in the welding coupons with high
temperatures of pre heating. The values of micro-hardness along the HAZ (Heat Affected Zone)
showed that a higher amount of hard phases were formed in the base metal when lower pre-heating
temperatures were applied. In addition, the width of the HAZ increased when the pre-heating
temperature was increased. The results of this study indicated that the use of nickel electrodes produce
a narrower HAZ (Heat Affected Zone) and fewer amounts of hard phases such as Martensite and
Cementite when they are compared with that of weld made with nickel-iron electrodes. These result
because the lower heat input applied for the welding with nickel electrodes compared with that for the
welding with nickel-iron electrodes.
Keywords: Gray cast iron, SMAW welding, heat affected zone, weldability, pre-heating.
REVISTA FACULTAD DE MECÁNICA-ESPOCH, Vol. 1, No. 1, 2014
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1. INTRODUCCIÓN
Actualmente se dispone de una variedad
de procesos de soldadura y materiales de
aporte para la reparación por soldadura de
fundiciones, ya sea por defectos de fundición,
defectos de maquinado o reparación de
fundiciones que han estado en servicio. Sin
embargo la soldadura SMAW le ha ganado
espacio a los otros procesos de soldadura, junto
con los materiales de aporte en base níquel y
hierro-níquel, principalmente por la
disponibilidad del equipo, material y personal.
Actualmente existe una gran variedad de
fundiciones con propiedades y aplicaciones
diferentes, obtenidas principalmente a partir de
nuevas aleaciones y tratamientos térmicos,
donde la mayoría es fundición gris.
(AMERICAN SOCIETY OF MATERIALS,
1998)
La fundición gris es de gran utilidad en
ciertas partes mecánicas debido a sus
propiedades, que en ciertos casos son
insustituibles por otros materiales, las piezas
de fundición gris como todo elemento
mecánico expuesto a un trabajo continuo,
tienden a deteriorarse e incluso llegar a fallar,
por lo tanto hay que recurrir a procesos de
reparación, como la soldadura, que puede
resultar más viable que realizar una nueva
fundición por la complejidad de las piezas y el
costo que representa fundir una sola pieza.
(RODRIGUEZ, 1983)
Este estudio analiza las transformaciones
microestructurales del metal base de la
fundición gris perlítica clase 30 mediante el
proceso de soldadura SMAW (Shielded Metal
Arc Welding) y con el uso de electrodos de
níquel (ENi-CI) y electrodos de níquel-hierro
(ENiFe-CI) para un rango de temperatura de
precalentamiento, observando variaciones en
cuanto a la morfología del grafito en las
cercanías de la intercara y variaciones en la
microestructura de la matriz para una zona más
ancha dependiendo de la temperatura de
precalentamiento, así también se midieron
variaciones importantes de dureza
principalmente en la zona afectada
térmicamente.
2. MÉTODO Y MATERIALES
Para el desarrollo de la presente investigación
se hizo uso de laboratorios, materiales y
equipos disponibles en la Facultad de
Mecánica.
El material en estudio corresponde a una
fundición gris clase 30, la cual se obtuvo en el
taller de fundición mediante el colado de
material fundido en moldes de arena, a partir
de los que se extrajeron los cupones con la
configuración mostrada en la figura 1, para una
longitud máxima de 10cm ya que la AWS
D11.2 recomienda no hacer deposición de
cordones más grandes con la finalidad de
evitar sobrecalentamientos excesivos en el
metal base que conlleven al agrietamiento.
(ANSI/AWS, 1997)
Figura 1. Configuración de los cupones de
soldadura
La geometría de la sección transversal de
los cupones se muestra en la figura 2, con una
junta de ranura en “V” a 90°, considerando
como una junta para soldadura a tope en
posición plana (G1) y una profundidad de
3mm para facilitar la deposición del cordón
con una sola pasada.
Figura 2. Geometría de la sección transversal
Para el desarrollo de la investigación se
eligió el proceso de soldadura SMAW
(Shielded Metal Arc Welding), debido a la
disponibilidad del equipo, materiales de aporte
y personal calificado.
Los parámetros de la máquina soldadora
se mantuvieron constantes durante el
desarrollo de la soldadura, para un voltaje de
alimentación de 220V y un amperaje nominal
[mm]
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de 90A, seleccionados a partir de las
recomendaciones hechas por el fabricante de
los electrodos.
Antes de realizar las operaciones de
soldadura se preestablecieron dos
procedimientos de soldadura para cada tipo de
electrodo y para un rango de temperaturas de
precalentamiento de 100°C, 200°C, 300°C y
400°C, con la finalidad de observar la
influencia en los cambios microestructurales.
En la tabla 1 se muestran las
especificaciones principales del procedimiento
de soldadura, entre los que constan las
propiedades del metal de aporte, técnica o
proceso de soldadura, características eléctricas
de la máquina soldadora.
Más adelante se detallan las propiedades
del metal base, que para el efecto de que ya se
conozcan preliminarmente también deben ser
detalladas en el procedimiento de soldadura.
Tabla 1. Procedimiento de soldadura Especificaciones del procedimiento de soldadura (WPS)
según ASME IX
Especificación del procedimiento de soldadura (WPS)
Fecha: 14 de Enero del 2014
Proceso de soldadura: SMAW
Tipo (s): Automático ( ) Manual (X)
Metal de aporte en base níquel
Número de Especificación (SFA): SFA – 5.15
Número AWS (clase): E Ni-Cl
Diámetro: 3.25 mm
Composición química y propiedades: 0.5%C - 3%Fe - Ni
(Resto)
Marca: Lincoln (GRICAST 1)
Metal de aporte en base níquel-hierro
Número de Especificación (SFA): SFA – 5.15
Número AWS (clase): E NiFe-Cl
Diámetro: 3.25 mm
Composición química y propiedades: 0.65%C – 55%Ni –
resto(hierro)
Marca: Lincoln (GRICAST 31)
Técnica
Cordón longitudinal o en vaivén: Longitudinal
Limpieza inicial y entre pases: cepillado
Paso múltiple o paso simple: paso simple (un lado)
Electrodo múltiple o simple: electrodo simple
Martillado: Si
Velocidad de recorrido (orden de): Tabla 6
Técnica: En arrastre
Ángulo: 80°
Posición de soldadura: 1G
Temperatura: 20oC-400°C
Características eléctricas
Corriente: AC ( ) DCEN () DCEP ( X )
Voltaje de alimentación: 220V
Amperaje nominal: 90A
Técnicas de metalografía óptica, ensayos
de microdureza Vickers y ensayos mecánicos
fueron empleados para caracterizar el metal
base y cuantificar las variaciones
microestructurales producidas por efecto de la
soldadura.
3. RESULTADOS
Microestructura del metal base
Con la finalidad de cuantificar las variaciones
microestructurales producidas por la soldadura,
preliminarmente se hizo la caracterización
metalográfica del grafito presente en el
material base siguiendo las especificaciones de
la ASTM E3-95.
Figura 3. Morfología del grafito
La figura 3 muestra la morfología del
grafito presente en la fundición gris, la cual fue
observada sin ataque químico y a una
ampliación de 100x, considerando un área de
análisis de 0.5mm2.
De acuerdo con la ASTM A247, la
morfología del grafito corresponde a hojuelas
de un tamaño variable y orientación al azar
(forma VII con distribución C), por medio de
un análisis de imagen mediante el Clemex
Vision PE Software se estimó un tamaño
promedio de las hojuelas de 44μm, designando
al grafito como VIIC6, que corresponde a
hojuelas de gratito de un tamaño comprendido
entre 30 y 60μm.
En segunda instancia se hizo una
caracterización en cuanto a la matriz, para lo
cual se procedió a revelar la microestructura
usando como reactivo químico (nital 2%) de
acuerdo con la ASTM E407 – 07E1
durante un
tiempo aproximado de 30 segundos.
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Figura 4. Fundición gris atacada con nital 2%
a 500x
La figura 4 muestra la matriz de la
fundición gris con presencia de grafito (G),
perlita gruesa (PG), muy poca cementita (Fe3C)
y partículas de sulfuro de manganeso (MnS). A
partir de los microconstituyentes se hizo una
estimación aproximada del porcentaje de
carbono, así también mediciones de dureza
Brinell de acuerdo con la ASTM E10 y ensayo
de tensión para una probeta estándar de
acuerdo con las especificaciones de la ASTM
E8/E8M-09, mostrando los resultados en la
tabla1.
Tabla 2. Evaluación del metal base Designación
del grafito:
VIIC6 ASTM A247
Tamaño: 30-60 µm
Matriz: Perlita laminar
Cementita (Fe3C)
Grafito(hojuelas)
Estimación del %C
4,304%
Dureza: 227.6 HBW 2.5/187.5
Resistencia a
la tracción: 2327kg/cm2 (ASTM clase 30)
Aporte de calor
Un parámetro altamente influyente en las
modificaciones microestructurales durante la
soldadura es la cantidad de calor aportado,
cuyo valor se puede encontrar a partir de la ec.
(1).
𝐻𝑛 =𝑓1 ∗ 𝐸 ∗ 𝐼
𝑣 (1)
Donde:
Hn: Flujo de calor por unidad de longitud en
Julios/mm
f1: Eficiencia del proceso de soldadura
E: Voltaje en voltios
I: Intensidad de corriente en amperios
v: Velocidad de soldeo en mm/s
Los resultados del aporte de calor para
cada proceso de soldadura se indican en las
tablas 3 y 4, los valores de voltaje, intensidad
de corriente y velocidad de soldeo se
obtuvieron durante el desarrollo de las
soldaduras.
Tabla 3. Parámetros de soldadura obtenidos
con electrodo (ENi-Cl)
Cupón 𝑇𝑜(°𝐶) 𝑓1 E(V) I(A) 𝑣(𝑚𝑚
𝑠) 𝐻𝑛(
𝐽
𝑚𝑚)
1 20 0.8 26 95 4.30 459.53
2 100 0.8 19 119 4.08 443.33
3 200 0.8 18 110 3.70 428.11
4 300 0.8 18 109 3.74 419.68
5 400 0.8 16 118 4.18 361.34
Tabla 4. Parámetros de soldadura obtenidos
con electrodo (ENiFe-Cl)
Cupón 𝑇𝑜(°𝐶) 𝑓1 E(V) I(A) 𝑣(𝑚𝑚
𝑠) 𝐻𝑛(
𝐽
𝑚𝑚)
6 20 0.8 23 101 3.96 469.29
7 100 0.8 21 110 4.08 452.94
8 200 0.8 20 100 3.62 441.99
9 300 0.8 20 95 3.56 426.97
10 400 0.8 21 98 4.33 380.23
Microestructura postsoldadura
Como producto de la soldadura se observaron
cambios importantes en cuanto a la morfología
del grafito en las cercanías de la intercara, así
también variaciones microestructurales en la
microestructura de la matriz para zonas más
amplias conforme la operación de soldadura se
realizó a mayores temperaturas de
precalentamiento.
Figura 5. Morfología del grafito en la intercara
para la soldadura sin precalentamiento a 100x
Para los cupones soldados sin
precalentamiento previo se evidenció la
presencia de gran cantidad de grafito
distribuido a manera de rosetas o grafito VIIB
según la ASTM A247, tal y como se muestra
en la figura 5 para la soldadura con electrodo
de níquel, mientras que para los cupones
G
PG
Fe3C MnS
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soldados a mayor temperatura de
precalentamiento hay una gran tendencia a la
formación de grafito con una distribución
interdendrítica o grafito VIID, tal y como se
muestra en la figura 6.
Figura 6. Morfología del grafito en la intercara
para la soldadura a una temperatura de
precalentamiento de 400°C a100x
De forma muy parecida se dieron los
resultados para la soldadura con electrodo de
níquel-hierro. Las tablas 5 y 6 muestran los
resultados de la evaluación de la morfología
del grafito para cada procedimiento de
soldadura y en dos zonas de interés como son
la raíz de la soldadura que se considera como
la zona con mayor aporte de calor y la zona de
unión entre la cara de la soldadura y el metal
base (pie de la soldadura) que se considera
como una zona que experimenta un
enfriamiento rápido.
Tabla 5. Morfología del grafito para la
soldadura con electrodo de níquel Zona Designación
Cupón 1 (To = 20°C, Hn = 459.53J/mm)
Unión con la cara de la
soldadura 30%VIIB + 70%VIIC
Intercara en la raíz 20%VIIB + 80%VIIC
Cupón 2 (To = 100°C, Hn = 443.33J/mm)
Unión con la cara de la
soldadura 95%VIIC + 5%V
Intercara en la raíz 80%VIIC + 20%VIID
Cupón 3 (To = 200°C, Hn = 428.11J/mm)
Unión con la cara de la
soldadura 95%VIIC + 5%V
Intercara en la raíz 70%VIIC+20%VIID+10%V
Cupón 4 (To = 300°C, Hn = 419.68J/mm)
Unión con la cara de la
soldadura 70%VIIC + 30%VIID
Intercara en la raíz 70%VIIC+25%VIID+5%V
Cupón 5 (To = 400°C, Hn = 361.34J/mm)
Unión con la cara de la
soldadura 80%VIIC + 20%VIID
Intercara en la raíz 60%VIIC+35%VIID+5%V
Tabla 6. Morfología del grafito para la
soldadura con electrodo de níquel-hierro Zona Designación
Cupón 6 (To = 20°C, Hn = 469.29J/mm)
Unión con la cara de la
soldadura
100%VIIC
Intercara en la raíz 95%VIIC + 5%V
Cupón 7 (To = 100°C, Hn = 452.94J/mm)
Unión con la cara de la
soldadura
85%VIIC+10%VIID+5%V
Intercara en la raíz 85%VIIC+10%VIID+5%V
Cupón 8 (To = 200°C, Hn = 441.99J/mm)
Unión con la cara de la
soldadura
60%VIIC+30%VIID+10%V
Intercara en la raíz 50%VIIC+45%VIID +5%V
Cupón 9 (To = 300°C, Hn = 426.97J/mm)
Unión con la cara de la
soldadura
75%VIIC+15%VIID
+10%V
Intercara en la raíz 40%VIIC+50%VIID+10%V
Cupón 10 (To = 400°C, Hn = 380.23/mm)
Unión con la cara de la
soldadura
60%VIIC+40%VIID+10%V
Intercara en la raíz 30%VIIC+50%VIID+20%V
En segunda instancia se realizó una
evaluación de las variaciones
microestructurales producidas en la matriz,
notando que estas se producen para zonas
mayores en comparación con as zonas de
cambio en la morfología del grafito.
La matriz mostró cambios significativos
para los cupones sin precalentamiento previo,
evidenciando una presencia masiva de
microconstituyentes de alta dureza como son la
Cementita (Fe3C) y Martensita (Ms) en las
cercanías de la intercara, mientras que a mayor
temperatura de precalentamiento estas fases
aparecen en menor cantidad y aumenta la
presencia de fases como perlita fina y perlita
globular a medida que se aleja de la intercara.
En resumen las transformaciones
microestructurales observadas muestran una un
cambio a partir de perlita gruesa en el metal
base, que pasa a cementita y martensita en la
intercara, luego aparece perlita fina y perlita
globular y finalmente se llega nuevamente a la
microestructura de la matriz inicial compuesta
principalmente por perlita gruesa.
Las transformaciones anteriormente
indicadas ocurren para todos los cupones, la
principal diferencia radica en la proporción y
la distancia a partir de la intercara en la que
aparecen. Las figuras 7-10 muestran los
cambios de microestructura experimentados
por la soldadura con electrodo de níquel para el
cupón sin precalentamiento previo.
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Figura 7. Cupón 1. Fotomicrografía en la
intercara a 500x
La figura 7 muestra una abundante
presencia de martensita Ms, cementita Fe3C,
perlita fina PF en menor cantidad, poco grafito
G y partículas de sulfuro de manganeso MnS.
Figura 8. Cupón 1. Fotomicrografía a 700µm
de la intercara a 500x
La figura 8 muestra láminas de grafito G y
partículas de sulfuro de manganeso MnS en
una matriz con abundante presencia de
martensita Ms y perlita fina PF en menor
cantidad.
Figura 9. Cupón 1. Fotomicrografía a 1050µm
de la intercara a 500x
La figura 9 muestra láminas de grafito G y
partículas de sulfuro de manganeso MnS en
una matriz con abundante presencia de perlita
globular PGl, una moderada presencia de perlita
fina PF, zonas aisladas de martensita Ms y
cementita Fe3C.
Figura 10. Cupón 1. Fotomicrografía a
1400µm de la intercara a 500x
La figura 10 muestra una matriz semejante la
del metal base con hojuelas de grafito G y
partículas de sulfuro de manganeso MnS
dispersas en una matriz predominantemente
perlítica PG y muy poca cementita Fe3C.
Microdureza
Con la finalidad de relacionar los
microconstituyentes con las propiedades
mecánicas de la junta, se hizo mediciones de
microdureza Vickers con una carga de 300g a
partir de la intercara hacia el metal base para
las zonas libres de grafito de acuerdo con el
esquema de la figura 11.
Figura 11. Esquema para la medición de
microdureza Vickers
Las mediciones de microdureza revelaron
la presencia de microconstituyentes de gran
dureza en la intercara principalmente para los
cupones soldados sin precalentamiento previo,
mientras que para esta misma zona se reduce
significativamente la dureza para los cupones
soldados a la mayor temperatura de
precalentamiento, sin embargo la zona durante
la que el metal afectado por el calor presenta
valores mayores a la dureza promedio del
metal base es cada vez mas ancha.
Ms
PF
MnS
G
Ms
PF
MnS
G
Fe3C
Ms
PF
MnS
G
Fe3C PGl
PF
PG
MnS
G
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En las figuras 12 y 13 se muestran los
perfiles de dureza suavizados para los cupones
soldados con electrodo de níquel y níquel-
hierro respectivamente.
Figura 12. Perfiles de microdureza para los
cupones soldados con electrodo de níquel
Figura 13. Perfiles de microdureza para los
cupones soldados con electrodo de Ni-Fe
La máxima dureza se alcanza en la
soldadura de los cupones sin precalentamiento
con valores de dureza cercanos a los 700HV,
mientras que los valores más bajos de dureza
se obtienen para los cupones soldados a mayor
temperatura de precalentamiento, alcanzando
máximos valores de dureza cercanos a los
400HV.
Geometría del poso de soldadura
La forma y tamaño del poso de soldadura es un
indicativo de la cantidad de calor aportado y de
este dependen en gran medida los cambios
microestructurales.
En las tablas 7 y 8 se muestran los valores
del tamaño del poso de soldadura junto con
datos de penetración, ancho y refuerzo de cada
poso de soldadura conforme con la figura 14,
así como también los porcentajes de dilución
estimados a partir de la ec. (2).
% Dilución =s
s + S∗ 100 (2)
Dónde:
S: Área total del poso de soldadura
s: Área del metal base fundido
Figura 14. Geometría del poso de soldadura
Tabla 7. Datos de la geometría del poso de
soldadura con electrodo de níquel
Cupó
n
An
cho (
mm
)
Pen
etra
ció
n
mm
)
Ref
uer
zo
(mm
)
𝑠 (𝑚
𝑚2
)
𝑆 (
𝑚𝑚
2)
% D
iluci
ón
1 7.5 3.01 1.62 2.59 19.55 11.70
2 9.2 3.09 1.25 7.27 23.77 23.42
3 10.1 3.05 1.63 7.34 26.16 21.91
4 9.3 3.27 1.37 11.50 27.10 29.79
5 8.2 3.78 1.27 13.22 27.18 32.72
Tabla 8. Datos de la geometría del poso de
soldadura con electrodo de níquel-hierro
Cupó
n
An
cho (
mm
)
Pen
etra
ció
n
(mm
)
Ref
uer
zo
(mm
)
𝑠 (𝑚
𝑚2
)
𝑆 (
𝑚𝑚
2)
% D
iluci
ón
6 7.2 3.65 2 8.62 28.30 23.35
7 8.3 3.32 1.76 7.58 25.28 23.07
8 10.5 3.46 1.68 12.96 34.67 27.21
9 9 3.57 1.35 11.48 28.67 28.59
10 9.8 4.13 1.25 16.96 34.00 33.28
4. DISCUSIÓN
El proceso de soldadura SMAW afecta
significativamente las propiedades
microestructurales de la fundición gris
principalmente para los cupones soldados a
bajas temperaturas de precalentamiento por la
generación de microconstituyentes duros y
frágiles que representan un serio problema para
la junta soldada.
La soldadura con electrodo de níquel
produce cordones de soldadura con menor
heterogeneidad en la transición del metal de
aporte y el metal base, reduciendo la presencia
de microconstituyentes duros y ensanchando la
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zona dentro de la que se producen los cambios
microestructurales más importantes en relación
con la soldadura con electrodo de níquel-
hierro.
La soldadura a mayores temperaturas de
precalentamiento hace que el porcentaje de
dilución del metal base sea mayor, de ahí que
la zona afectada térmicamente ZAT sea
también mayor, sin embargo al tener ZAT más
anchas se evita la formación de
microconstituyentes de gran dureza y
fragilidad, lo que representa un problema
menos importante en las propiedades
mecánicas de la junta soldada.
Para el desarrollo de las soldaduras en las
mismas condiciones y con electrodos distintos,
resulta que el aporte de calor con el uso de
electrodos de níquel es menor que la cantidad
de calor cuando se usa electrodos de níquel-
hierro, de acuerdo al manual LILCOLN
ELECTRIC esta diferencia radica
principalmente en las características del
material de aporte. Los electrodos de níquel se
funden a temperaturas más bajas que los
electrodos de níquel–hierro por lo que se
requiere menos energía para lograr la
coalescencia entre el metal base y meta de
aporte, otro factor que influye en la cantidad de
calor aportado es la conductividad eléctrica
que es menor para los cupones de hierro-
níquel, provocando un recalentamiento mayor
del electrodo que se traduce en cantidades más
grandes de energía aportada a la soldadura.
La formación de microconstituyentes
duros y las variaciones en la morfología del
grafito se deben principalmente a la cantidad
de calor aportado y al ciclo térmico
experimentado durante la soldadura, si este es
ciclo experimenta altas velocidades de
enfriamiento se favorece la formación de
microconstituyentes duros tales como
cementita y martensita que aparecen en las
cercanías de la intercara, mientras que a mayor
distancia a partir de la intercara el ciclo
térmico es cada vez menos severo, para
temperaturas pico cada vez y velocidades de
enfriamiento cada vez menores.
Las variaciones microestructurales son
representativas manteniendo constantes los
parámetros de la máquina soldadora, de no ser
así las variaciones serían aún más notorias
debido a que la cantidad de calor es
proporcional a los valores de voltaje y
amperaje, y claro está a mayor aporte de calor
las variaciones son más acentuadas.
El uso de temperaturas de
precalentamiento mayores a los 400°C no es
muy recomendable en la soldadura de
fundición gris ya que ensancha la zona
afectada térmicamente y no se reduce en
mayor medida la presencia de martensita y
cementita en las cercanías de la intercara,
teniendo así una zona muy grande con
propiedades diferentes a las del metal base.
5. CONCLUSIONES
La morfología original del grafito sufre
variaciones principalmente en las cercanías de
la línea de fusión, pasando de grafito VIIC en
gran mayoría en el metal base a otras formas
de grafito como el VIIB que se presenta
principalmente para los cupones sin
precalentamiento y es más asentado en los
cupones soldados con electrodo ENi-Cl,
también aparece grafito VIID que es más
abundante conforme aumenta la temperatura
de precalentamiento y algunas partículas de
grafito V según la ASTM A 247.
Como producto de la soldadura la
fundición gris tiene alteraciones de la
microestructura inicial de la matriz, pasando
desde una matriz compuesta por perlita gruesa
y muy poca cementita a productos de alta
dureza como la cementita y martensita en las
cercanías de la línea de fusión, mientras que a
mayor distancia disminuyen estos productos
pasando por la presencia de perlita globular y
perlita fina hasta llegar al metal base no
afectado por el calor, además existe una
presencia mínima y en determinadas zonas de
microconstituyentes tales como steadita,
ledeburita y sulfuro de manganeso que
dependen principalmente de la presencia de
elementos aleantes como el fósforo y el azufre.
Las variaciones de microestructura traen
como consecuencia cambios en los valores de
dureza dentro de cada una de las zonas
generadas en la soldadura, teniendo los
microconstituyentes más cercanos a la línea de
fusión presentan los valores más altos de
dureza y van disminuyendo conforme se aleja
de la línea de fusión hasta alcanzar valores de
dureza cercanos a los del metal base.
Los valores del ancho de la ZAT tienen
ciertas variaciones de acuerdo con la
REVISTA FACULTAD DE MECÁNICA-ESPOCH, Vol. 1, No. 1, 2014
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observación microscópica, según los perfiles
de microdureza y a partir del ciclo térmico, sin
embargo se mantiene una tendencia para los
tres casos a tener valores más grandes de la
ZAT conforme aumenta la temperatura de
precalentamiento, también se encontró que
para las mismas condiciones los valores de la
ZAT en los cupones soldados con electrodo
ENiFe-Cl son más grandes que los valores de
la ZAT en los cupones soldados con electrodo
ENi-Cl.
El porcentaje de dilución para los cupones
soldados con electrodo ENiFe-Cl es mayor que
para los cupones soldados con electrodo ENi-
Cl, y con ambos procedimientos de soldadura
se encontró que el porcentaje de dilución se
incrementa a mayor temperatura de
precalentamiento.
Los posos de soldadura obtenidos con
metal de aporte ENiFe-Cl resultaron ser más
grandes que los obtenidos en la soldadura con
metal de aporte ENi-Cl para las mismas
condiciones, lo que tiene estrecha relación con
la cantidad de calor aportado que también
resulta ser más grande para los cupones con
electrodo ENiFe-Cl como metal de aporte.
BIBLIOGRAFÍA
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