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CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACIÓN EN MATERIALES
DIVISIÓN DE ESTUDIOS DE POSGRADO
CARACTERIZACIÓN DE LAS PROPIEDADES MECÁNICAS DE LA SOLDADURA LOCALIZADA TAILOR WELDED BLANKS (FORMATOS A MEDIDA) SOLDADOS MEDIANTE EL PROCESO GTAW EN PIEZAS DE
ACERO DDS ESP 2.5 MM.
POR
SANTIAGO VALDEZ DE LA GARZA
MONOGRAFÍA
EN OPCIÓN COMO ESPECIALISTA EN TECNOLOGÍA DE LA SOLDADURA INDUSTRIAL
SALTILLO, COAHUILA. NOBIEMBRE DE 2016
CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACIÓN EN MATERIALES
DIVISIÓN DE ESTUDIOS DE POSGRADO
CARACTERIZACIÓN DE LAS PROPIEDADES MECÁNICAS DE LA
SOLDADURA LOCALIZADA TAILOR WELDED BLANKS (FORMATOS A
MEDIDA) SOLDADOS MEDIANTE EL PROCESO GTAW EN PIEZAS DE
ACERO DDS ESP 2.5 MM.
POR
SANTIAGO VALDEZ DELA GARZA
MONOGRAFÍA
EN OPCIÓN COMO ESPECIALISTA EN TECNOLOGÍA DE LA SOLDADURA INDUSTRIAL
SALTILLO, COAHUILA. NOVIEMBRE 2016
AGRADECIMIENTOS
Agradecer primero al Consejo Nacional de Ciencia y Tecnología
(CONACYT) por la beca otorgada con número de CVU 718639, asimismo
agradezco a la Corporación Mexicana de investigación de Materiales S.A de
C.V (COMIMSA) por la oportunidad brindada para cursar la Especialidad en
Tecnología de la Soldadura Industrial, así como también al por el apoyo para
llevar a cabo este proyecto.
Agradezco a los Doctores en Ciencias de la especialidad por sus
enseñanzas, consejos y apoyo a lo largo de mi preparación.
A mi tutor académico, el Dr. Melvyn Álvarez Vera, como asesor, a la Dra.
Gladys Yerania Pérez, Ing. Gabriel Sandoval Vázquez y Dra. Alejandra
Hernández Rodríguez, por haber puesto su confianza en mí y darme sus
consejos y enseñanzas en el desarrollo de la monografía.
Agradezco a la empresa SISAMEX por la oportunidad de realizar la estancia
de una manera profesional de alta calidad.
A mis compañeros por su amistad, motivación y apoyo, durante este trayecto
para lograr el objetivo.
Agradezco a mi madre y hermanas por la paciencia, motivación, apoyo y
cariño a lo largo de la especialidad.
DEDICATORIA
A Dios padre, por darme la fortaleza mental para seguir avanzando a pesar
de las adversidades.
A mis padres, †Santiago Valdez y Blanca Ma. De La Garza, por la
formación y disciplina que infundieron en mí para lograr cada uno de los retos
que la vida fue poniendo en mi camino.
A mis hermanas por el apoyo incondicional brindado todo este tiempo para
lograr el grado de Especialista en Tecnología de la Soldadura Industrial.
A amigos y compañeros por no permitir que claudicara en el logro del
objetivo.
ÍNDICE
ÍNDICE .......................................................................................................... 1
SÍNTESIS ...................................................................................................... 1
CAPÍTULO 1 ................................................................................................. 2
INTRODUCCIÓN .......................................................................................... 2
1.1 Antecedentes ....................................................................................... 3
1.2 Objetivos .............................................................................................. 4
1.2.1 Objetivo general ................................................................................ 4
1.2.2 Objetivos específicos ........................................................................ 5
1.3 Justificación del proyecto ..................................................................... 5
1.4 Planteamiento del problema ................................................................ 6
1.5 Aportación industrial ............................................................................ 6
1.6 Alcances y delimitaciones .................................................................... 6
CAPÍTULO 2 ................................................................................................. 7
ESTADO DEL ARTE ..................................................................................... 7
2.1 Tailor Welded Blanks ........................................................................... 7
2.2 Soldadura ............................................................................................ 9
2.3 Proceso de soldadura ........................................................................ 10
2.3.1 Proceso láser LBW (Láser Beam Welding) ..................................... 11
2.3.2 Ventajas y desventajas ................................................................... 14
2.3.3 Soldadura por arco con electrodo de tungsteno(GTAW) ................ 15
2.3.3.1 Descripción del proceso ............................................................... 15
2.3.3.2 Ventajas y desventajas ................................................................ 17
2.3.3.3 Parámetros de soldadura GTAW ................................................. 18
2.4 Sistema de sujeción ........................................................................... 23
2.5 Gases de protección .......................................................................... 24
2.6 Calor de entrada ................................................................................ 27
2.5 Clasificación de los aceros avanzados. ............................................. 28
2.5.1 Los aceros microaleados de forja de primera generación. ............. 28
2.5.2 Los acero microaleado de segunda generación. ............................ 28
2.5.3 Los aceros microaleados de tercera generación. ........................... 29
2.5.4 Elementos de aleación.................................................................... 32
2.5.5 Aceros DDS bajo carbono .............................................................. 37
2.5.6 Composición química...................................................................... 38
2.6 Caracterización por microscopia óptica ............................................. 39
2.6.1 Micrografía ...................................................................................... 39
2.6.2 Ferrita ............................................................................................. 44
2.6.3 Perlita.............................................................................................. 45
2.6.4 ferrita acicular ................................................................................. 46
2.6.5 Propiedades mecánicas.................................................................. 47
2.6.6 Ecuación Hall Petch ........................................................................ 47
2.6.6.1 Prueba de tensión ........................................................................ 48
2.6.6.2 Prueba de dureza. ....................................................................... 52
2.6.6.3 Prueba de flexión o doblez .......................................................... 54
2.6.6.4 Técnicas de caracterización de los materiales ............................ 55
2.6.6.5 Microscopia óptica ....................................................................... 55
CAPÍTULO 3 ............................................................................................... 57
DISCUSIÓN Y ANÁLISIS DE BIBLIOGRAFÍA Y RESULTADOS ................ 57
CAPÍTULO 4 ............................................................................................... 61
CASO DE ESTUDIO ................................................................................... 61
ETAPA I ...................................................................................................... 62
4.1 Pruebas preliminares ......................................................................... 62
4.1.1 Preparación y Tipo de unión ........................................................... 62
4.1.2 Sistema de sujeción ........................................................................ 63
4.1.3 Preparación para caracterización de muestra pre-eliminar............. 64
4.1.4 Ensayo pre-eliminar microdureza Vickers ....................................... 65
4.1.5 Caracterización por macroataque ................................................... 66
4.1.6 Tamaño de grano en muestras preliminares .................................. 67
ETAPA II ..................................................................................................... 68
4.2 Experimentación de cupón ................................................................ 68
4.2.1 Preparación de muestras ................................................................ 69
4.2.2 Sistema de sujeción ........................................................................ 71
4.2.3 Caracterización de muestra de cupón ............................................ 72
4.2.4 Ensayo microdureza Vickers .......................................................... 73
4.2.5 Tamaño de grano de muestra cupón .............................................. 74
4.2.6 Fases y microestructura en la soldadura ........................................ 75
4.2.7 Ensayo de tensión y doblez ............................................................ 78
4.3 Etapa I resultados preliminares ......................................................... 79
4.3.1 Resultados Microdureza Vickers .................................................... 80
4.4 Etapa II resultados experimentacion cupón ....................................... 84
4.4.1 Parámetros de proceso de soldadura ............................................. 84
4.4.2Resultados microdurezas Vickers .................................................... 86
4.5Resultados pruebas de tensión .......................................................... 87
4.6 Resultados pruebas doblez ............................................................... 91
CAPÍTULO 5 ............................................................................................... 93
CONCLUSIONES ........................................................................................ 93
RECOMENDACIONES ............................................................................... 96
BIBLIOGRAFÍA ........................................................................................... 97
LISTA DE TABLAS .................................................................................... 103
LISTA DE FIGURAS ................................................................................. 104
LISTA DE FIGURA .................................................................................... 106
APÉNDICE ................................................................................................ 108
1
SÍNTESIS
El presente trabajo de investigación monográfico reúne información del
estado del arte sobre el efecto que los parámetros de procesos de soldadura
de arco protegido con gas inerte y electrodo de tungsteno tienen en el acero de
estampado profundo, empleados en el proceso de conformado para la
manufactura de formatos soldados a medida (TBW, por sus siglas en inglés),
de manera adicional se muestran los resultados de un caso de estudio en el
que fue posible unir un cupón de acero DDS con espesor de 2.5 mm, mediante
GTAW sin aporte y establecer comparativa con los resultado reportados en la
literatura
Se procedió a la caracterización mediante microscopía óptica, estableciendo
el tamaño de grano de acuerdo a la especificación ASTM E -112,
posteriormente se realizó un ensayo de tensión y microdureza y los resultados
obtenidos fueron comparados con la bibliografía consultada, y con las técnicas
empleadas de caracterización fue posible corroborar una microestructura
ferrita-perlita en el metal base (MB), así como un refinamiento de grano, el cual
incrementa la resistencia a la tensión en la zona afectada por el calor (ZAC) y
ferrita acicular en la zona de fusión.
2
CAPÍTULO 1
INTRODUCCIÓN
La presente monografía es un trabajo que recopila y ordena la información
obtenida de la investigación y análisis del estado del arte basado en estudios
realizados tanto a uniones similares o disímiles en formatos soldados a medida
(Tailor Welded Blanks), con el objetivo de construir un documento que
condense información relevante que permita identificar las prácticas y
estrategias tecnológicas para mejorar las cualidades y características de las
unidades de transporte automotriz y aeroespacial en cuanto a la reducción de
peso, ahorro de combustible, diseños innovadores aerodinámicos, y la
disminución de emisión de contaminantes al medio ambiente.
Estas uniones similares o disímiles en espesores y materiales,
generalmente son unidas por proceso de soldadura por haz láser (por sus
siglas en inglés LBW) siendo éste un proceso ideal ya que genera una estrecha
zona afectada por el calor, así como cantidades de producción mayores por la
velocidad de desplazamiento, sin embargo, aun con las ventajas tecnológicas
que el proceso ofrece, el costo del equipo para las pequeñas y medianas
empresas no resulta accesible, por lo que la exploración del comportamiento de
una amplia gama de materiales unidos mediante un proceso de soldadura
3
convencional como lo es GTAW, resulta de gran interés dado que permitirá al
sector industrial participar en la fabricación de formatos soldados a medida
(TWB), en la demanda tanto en la industria automotriz como aeroespacial.
En esta monografía se realizó un caso de estudio con el proceso GTAW
autógeno de manera manual, en aceros para estampado profundo (Deep
Drawing Steel, DDS por sus siglas en inglés), obteniéndose resultados
favorables en cuanto al comportamiento microestructural y la relación de con
las propiedades mecánicas de estos formatos a medida, por lo que se abre un
campo de estudio e investigación beneficiando a las pequeñas y medianas
empresas, que compiten en la industria aeronáutica y automotriz en la
fabricación de TWB mediante proceso de soldadura GTAW autógeno.
1.1 Antecedentes
Tailor Welded Blanks se remonta a la década de los 80’s, surgieron a raíz
de los requerimientos del gobierno por conservar y preservación del medio
ambiente reduciendo los contaminantes y la necesidad de ahorro de
combustible (1).
Tailor Welded Blanks se puede definir como un proceso en donde la
soldadura se lleva a cabo uniendo dos láminas de diferentes espesores o
materiales, para posteriormente ser estampados en geometrías complejas que
difícilmente podrían ser soldadas invirtiendo el orden del proceso (es decir,
estampar los materiales para posteriormente soldarlos) hacerlos de esta
manera reduce los costos de fabricación, disminuye el peso del vehículo
mejorando sin poner en riesgo las propiedades mecánicas de las piezas
estampadas, mejorando la resistencia al impacto del cuerpo del vehículo (1)
(2).
La primera empresa precursora de la fabricación de Tailored Blanks en
carrocerías automotrices fue Toyota desde 1985 y produce 3.6 millones de
paneles para 60 aplicaciones anualmente. La aplicación de TWB se ha
4
desarrollado en tres etapas. En la primera etapa, su uso se limitó a paneles
interiores para mejorar el uso de material y la integración del panel. En la
segunda etapa, se aplicaron a paneles exteriores, principalmente para mejorar
la apariencia corporal y montaje de precisión. En la tercera etapa, se aplicaron
a los miembros estructurales de impacto, principalmente para la mejora de la
resistencia a los choques del cuerpo y reducción del peso (3).
Como resultado de los diferentes estudios que se han realizado sobre TWB
(formatos soldados a medida) se han mejorado las características de los
vehículos, el proceso de soldadura es elemental para las uniones de éstos, ya
que deben contar con propiedades mecánicas (ductilidad, tensión y
microdureza) óptimas para la resistencia a la deformación al ser sometidas a
proceso de prensado (conformado) (4) (5).
1.2 Objetivos
1.2.1 Objetivo general
Elaborar un documento bibliográfico que reúna información basados en el
estado del arte y determinar mediante un caso de estudio, las propiedades
mecánicas de la soldadura localizada en Tailor Welded Blanks (formatos a
medida) soldados mediante el proceso GTAW en piezas de acero para
estampado profundo (Deep Drawing Steel, DDS por sus siglas en inglés) hasta
espesores de 2.5 mm, con el fin de generar conocimiento para la realización de
ensambles en chapa metálica para la industria.
5
1.2.2 Objetivos específicos
1. Recopilar información en el estudio del estado del arte del proceso TWB.
2. Determinar la factibilidad en una unión soldada mediante el proceso
GTAW sobre un acero DDS con espesor de 2.5 mm.
3. Analizar parámetros documentados en el estado del arte.
4. Realizar caracterización de muestra soldada de cupón unido con GTAW.
5. Analizar propiedades mecánicas de soldadura por medio de ensayos
destructivos como tensión, doblez y microdureza Vickers.
6. Documentar resultados investigados y analizados en el estado del arte y
establecer la comparativa correspondiente con los resultados del caso
de estudio.
1.3 Justificación del proyecto
En la actualidad, el proceso TWB se realiza mediante el proceso de
soldadura láser, el cual es un proceso costoso. Por esta razón las empresas
pequeñas y medianas no pueden ser competitivas con las grandes.
Estudiando, el estado del arte sobre LBW y el ensamble de TWB, se encontró
un área de oportunidad en el ensamble, utilizando el proceso de soldadura
GTAW sobre TWB, este proceso puede ser manual o automatizado sin aporte y
por tanto económico, de esta manera con la presente investigación se
contribuye con un estudio sobre la aplicación de un proceso de soldadura
convencional, utilizando el tipo de soldadura GTAW para la fabricación de
componentes TWB.
6
1.4 Planteamiento del problema
La problemática que se presenta, es determinar una soldadura que cumpla
con la caracterización de propiedades mecánicas que ofrece actualmente la
soldadura localizada láser (LBW por sus siglas en inglés) sobre el ensamble de
Tailor Blanks con acero DDS bajo carbono con espesores de 2.5 mm, debido
que los Tailor Blanks a soldar están sometidos a proceso de conformado en
prensas.
Este trabajo se basa en caracteriza la soldadura localizada GTAW, en el
procesamiento de ensamble de TWB (formatos soldados a medida).
1.5 Aportación industrial
Elaborar un documento de consulta que concentre información relativa al
uso del proceso GTAW como alternativa real para fabricación de TWB en
aceros DDS.
1.6 Alcances y delimitaciones
Alcances
Este análisis se centrará en un estudio del comportamiento sobre las
propiedades mecánicas de la unión TWB de acero DDS bajo carbono con
soldadura GTAW, obteniendo, una monografía basada en el estado del arte y
un caso de estudio.
Delimitaciones
Este estudio se realizará probando una unión de acero DDS en espesores
de 2.5 mm bajo carbono en las siguientes propiedades mecánicas: ductilidad,
tensión y microdureza.
7
CAPÍTULO 2
ESTADO DEL ARTE
2.1 Tailor Welded Blanks
Tailor Welded Blanks (formatos soldados a medida) es un proceso de
fabricación en el que se unen por medio de soldadura dos láminas del mismo
material o materiales disímiles en composición química y/o con diferentes
espesores usados comúnmente en procesos de conformado. Algunos de los
beneficios que ofrece este proceso de manufactura es la reducción en los
costos de fabricación, disminución en el peso del vehículo, mejora la calidad de
piezas estampadas, mejora la resistencia al impacto (1) (2). En 1985, Toyota
aplicó soldadura láser sobre TB en carrocerías automotrices para estampados
de paneles laterales interiores de puertas, miembros laterales frontales y
paneles del cuerpo de los vehículos. Para Toyota, la comprensión en el
conformado del panel estampado fue difícil, debido al comportamiento en la
presión del formado de la porción cercana a la línea de soldadura, difiere del
metal base. Toyota obtuvo por medio de experimentos los límites de
conformado para el área soldada en cada uno de los patrones de conformado
básico: estiramiento del conformado, doblez de bordes y conformado.
8
Los resultados fueron usados efectivamente para el entendimiento de la
conformabilidad de piezas actualmente estampadas (3).
Por otra parte, con la constante demanda y la lucha contra la competencia
con las empresas automotrices, surgió un área de oportunidad para la
ingeniería de producto originando una solución, siendo ésta el proceso TWB (5)
(4). Este proceso vino a revolucionar la forma de hacer vehículos, ensamblando
los TWB antes del proceso de conformado o estampado. Tal concepto se basa
en combinar materiales formando TB y unidas con soldadura sobre los
materiales TB. El objetivo fue colocar los TB pre-ensamblados en posiciones
sometidos a carga en el vehículo como se muestra en la Figura 2. 1 Este
proceso no sólo reduce el peso de la pieza acabada, sino también se puede
utilizar para la integración de piezas, en los soportes (6) (7) .
Figura 2. 1 Cuerpo de porsche cayanne, composición de materiales en la estructura
(8)
9
2.2 Soldadura
Se define como el proceso de unión que produce la coalescencia de los
materiales mediante el calentamiento con o sin aplicación de presión y con o
sin un material de aporte, puede ser aplicada también solo la presión o el calor
de manera independiente (9).
Los procesos de unión tales como los procesos de soldadura son esenciales
para el desarrollo de la mayoría de los productos fabricados. Sin embargo,
estos procesos suelen consumir mayores fracciones del costo del producto,
debido a las dificultades de producción que se pueden presentar (9).
A continuación, se mencionarán una serie de razones que explican esta
situación:
En primer lugar, los procesos de unión, dependen de varios aspectos del
proceso (tales como fijación, unión adhesiva, soldadura blanda o soldering,
soldadura fuerte o brazing, soldadura por arco, soldadura por difusión y
soldadura por resistencia) y en las disciplinas necesarias para el problema a
resolver (como mecánica, ciencia de materiales, física química y electrónica).
En segundo lugar, en los procesos de soldadura, las dificultades o fallas
ocurren dentro del proceso de unión, por lo tanto, genera un costo de las
piezas que son desechadas.
En tercer lugar, un gran porcentaje de fallas en el producto se presenta en
las uniones, ya que son generalmente ubicados en los puntos de tensión en un
ensamble y, por tanto, estas partes son débiles en el ensamble. La atención
cuidadosa en la pieza soldada, así como el diseño y procesos de unión puede
producir grandes beneficios en la economía de la fabricación y confiabilidad del
producto (9).
10
2.3 Proceso de soldadura
La soldadura son los procesos de unión esenciales para el desarrollo de
productos manufacturados. Existen diferentes procesos de unión de materiales
por medio de la soldadura. La elección del proceso dependerá de la
disponibilidad de la aleación necesaria, el volumen de piezas a realizar, la
disponibilidad de soldadores calificados y el equipo adecuado (9) (10).
Los procesos de soldadura difieren en la manera en que se aplica calor,
presión, o ambos calor y presión y en el tipo de equipo utilizado. Los procesos
de soldadura populares son soldadura de arco con electrodo y protección de
gas (GMAW), soldadura de arco con núcleo fundente (FCAW), soldadura por
arco con electrodo revestido (SMAW), Soldadura por arco con electrodo de
tungsteno protegido con gas (GTAW), soldadura de oxiacetileno (OAW), y la
antorcha u oxicorte soldadura fuerte (TB). Los dos procesos de corte térmico
populares son de corte de oxiacetileno (OAW) y corte de arco de plasma (PAC)
(11).
11
A continuación se muestra la Tabla 1 con los diferentes procesos de
soldadura.
Tabla 1. Tipos procesos de soldadura (9).
2.3.1 Proceso láser LBW (Láser Beam Welding)
La palabra LÁSER por sus siglas en inglés, significa “Ampliación de Luz por
Emisión Estimulada de Radiación”. Por medio de la amplificación de la luz
irradiada, se genera un haz de luz coherente con una alta densidad de energía.
Este haz de luz de láser se puede utilizar de diferentes formas tales como, de
corte, tratamiento térmico, medición y soldadura (12) (13).
12
En la soldadura láser, el haz se enfoca sobre una pieza de trabajo, donde la
absorción de la radiación conduce a un calentamiento local y la fusión de la
pieza de trabajo. En la Figura 2. 2 se muestra a grandes rasgos el proceso de
soldadura en el cual se puede definir de una manera sencilla, como la energía
es utilizada con el objetivo de fundir, llegando a la coalescencia de dos
materiales (14).
En el proceso LBW el rayo láser se dirige mediante elementos ópticos
planos, en este caso espejos y posteriormente se enfoca a un punto en la pieza
de trabajo empleando elementos reflejantes o bien lentes. La soldadura LBW
es un proceso sin contacto, por lo que no requiere la aplicación de presión (15)
(16).
Existen procesos láser los cuales emplean varillas cristalinas de granate de
itrio y aluminio dopado con neodimio (Nd: YAG) para producir rayos
monocromáticos continuos con potencia del orden 1 a 2 kW, también se han
desarrollado láseres gaseosos excitados eléctricamente, de pulsos y onda
continua (CW). Este proceso, es empleado en una amplia gama de tareas de
procesamiento de materiales en la industria.
En el acero estructural se puede unir a una sola pasada con espesores de
hasta 25 mm (968 milésimas de pulgada), con una velocidad de 1m/min
mediante un láser con gas protector de CO2 con alta potencia (30kW) (12).
13
Figura 2. 2 Esquema típico de generación de haz láser (17).
En general, hay dos métodos básicos diferentes que deben ser distinguidos:
1. La soldadura por conducción.
2. La soldadura por ojo de cerradura o de penetración.
El proceso de soldadura por conducción consiste en un haz de luz que
permanece ininterrumpido sobre la superficie del charco de soldadura, es decir,
la radiación láser no penetra en el material que se está soldando. Como
resultado, la conducción en soldaduras es menos susceptible al atrapamiento
de gas durante el proceso de soldadura, normalmente la profundidad de la
soldadura es apenas 2 mm o menor.
En el proceso de soldadura de ojo de cerradura o de penetración consiste
en un haz de luz en que, la intensidad del láser es mayor que 106 W/cm2y el
charco de soldadura se abre, formando una ranura de ojo de cerradura
estrecha, de modo que el rayo láser puede entrar en el charco de soldadura. El
resultado es que el rayo láser no solo funde el material, sino que también
evapora el material, utilizando esta técnica es posible lograr penetraciones
mucho mayores (13).
14
2.3.2 Ventajas y desventajas
A continuación, en la Tabla 2 se describen las ventajas y desventajas en el
uso de la soldadura LBW.
Tabla 2. Ventajas y desventajas del proceso LBW (13).
Ventajas Desventajas
El proceso de soldadura por rayo láser
produce fusión estrecha, zonas afectadas por
el calor, contracción y distorsión mínima.
Las velocidades de enfriamiento extremo
pueden inducir facturas en algunas
aleaciones.
Pueden realizarse soldaduras
extremadamente estrechas.
Puede ocurrir vaporización de algunos
elementos de aleación.
Es posible una colocación exacta en base a la
alineación, por medio de una lupa óptica.
Un material de alta reflectividad superficial,
parecida como el aluminio y aleaciones de
cobre, son difíciles de penetrar.
Puede soldar con éxito secciones tan
delgadas como 0.025 mm.
Las secciones delgadas requieren de un buen
sistema de fijación para lograr un estricto
manejo de tolerancias.
Velocidad de desplazamiento hasta
500 𝑚𝑚
𝑠
En ocasiones requiere de un dispositivo de
control de los cristales durante la soldadura
láser de alta potencia para garantizar la
penetración.
LBW en ciertas aleaciones puede eliminar la
necesidad de precalentamiento o de un
tratamiento térmico post soldadura.
Se debe tomar precaución de seguridad para
evitar daños en los ojos y quemaduras en la
piel por el rayo láser y lesiones graves de alta
tensión.
15
2.3.3 Soldadura por arco con electrodo de tungsteno(GTAW)
Es un proceso de soldadura por arco, también conocida como TIG
(Tungsten Inert Gas por sus siglas en inglés) cuya fuente de calor es un arco
eléctrico, establecido entre un electrodo no consumible de tungsteno y los
metales, como se muestra en la Figura 2. 3. El electrodo y la soldadura están
protegidos por un gas de protección inerte ya sea argón o helio y el metal de
aporte puede o no, ser utilizado (18) (15) (19).
Figura 2. 3 Proceso de soldadura con electrodo no consumible de tungsteno (15).
2.3.3.1 Descripción del proceso
En la Figura 2. 4 se muestra el equipo GTAW el cual emplea un electrodo de
tungsteno no consumible sostenido en una antorcha. La antorcha provee el gas
de protección el cual se encarga de estabilizar el arco y protege al charco de
soldadura de la atmósfera que lo rodea, evitando que haya atrapamientos de
hidrógeno. El arco se produce por el gas protector ionizado que se establece
entre la punta del electrodo y la pieza de trabajo. El calor generado provee la
temperatura de fundición en el metal base, cuando el arco se establece, la
antorcha se mueve a lo largo de la unión, el proceso se puede usar con o sin
aporte de metal, si se emplea metal de aporte, este se alimenta por el borde
16
delantero para llenar la unión (15). El proceso GTAW es capaz de producir
soldaduras de alta calidad en casi todos los metales y aleaciones, Sin
embargo, la tasa de depósito es baja en comparación los demás procesos de
soldadura eléctrica por lo que no puede ser usado donde se requieran altas
tasas de depósito. El proceso GTAW puede ser usado para el paso de raíz en
tuberías de acero al carbono, acero de baja aleación y acero inoxidable con
anillos de inserto consumibles o adicionando metal de aporte. Para el proceso
GTAW se requiere una fuente de poder del tipo de corriente constante o con
una curva característica del tipo “caída de voltaje” ya sea de CD o CA, con o
sin la capacidad de arco pulsado. En el caso de las antorchas enfriadas por
agua se prefiere un recirculador en lugar de una conexión directa a una llave de
agua. Para las operaciones de soldadura automática o mecanizada, se
requiere equipo adicional como, por ejemplo; para mover la antorcha en
relación con la pieza de trabajo, así como alimentar el alambre dentro del
charco de soldadura. También puede ser requerido un sistema totalmente
automatizado con un programador con microprocesadores que controlen la
corriente de soldadura, velocidad de avance y la alimentación del alambre.
También es necesario, para este proceso, un suministro de gas argón, helio o
una mezcla entre éstos, así como un regulador de presión, flujómetros y
mangueras el gas o gases pueden ser suministrados desde uno o varios
cilindros o desde contenedores con gas líquido (20).
17
Figura 2. 4 Soldadura de arco con gas protector y electrodo de tungsteno: (a) proceso
general (15).
2.3.3.2 Ventajas y desventajas
Las ventajas y desventajas en el uso del proceso de soldadura GTAW se
presentan a continuación en la Tabla 3.
Tabla 3. Ventajas y desventajas del proceso GTAW (21).
Ventajas Desventajas
Produce soldadura de elevada calidad: libres
de salpicaduras y con una cantidad mínima de
defectos.
Las tasas de deposición son generalmente
más bajas que en los procesos que emplean
electrodo consumible.
Puede ser automatizada para proveer un
mejor control de las variables de soldadura.
En el caso de la soldadura manual por este
proceso, el soldador requiere tener mayor
destreza y coordinación.
Es capaz de reproducir soldaduras autógenas
con elevada calidad.
Las ráfagas de viento dificultan la protección
del charco de soldadura de manera apropiada.
Se pueden soldar la mayor parte de los
metales comerciales disponibles, de la misma
manera se puede producir soldaduras con
materiales disímiles.
Es un proceso más caro debido al deterioro
del electrodo de tungsteno.
18
2.3.3.3 Parámetros de soldadura GTAW
La corriente es una de las condiciones de operación más importantes para
controlar las operaciones de soldadura, ya que está relacionada
fundamentalmente con la profundidad de penetración, velocidad, tasa de
deposición y la calidad de la soldadura; existentes opciones de corriente de
soldadura: (14).
1. Corriente directa electrodo negativo (DCEN),
2. Corriente directa electrodo positivo (DCEP) y
3. Corriente alterna.
En las Figura 2. 5 se muestran los efectos de la corriente directa (DC) y
corriente alterna (AC) en la forma de la soldadura, (a) DCEN. Profundidad de
penetración, estrecho de área fundida, aproximadamente 30% calor en
electrodo y 70% calor en metal base. (b) DCEP. Superficial penetración, amplia
zona fundida, aproximadamente 70% calor en el electrodo y 30% calor en
metal base (14).
Figura 2. 5 Efecto de la polaridad en GTAW configuración de soldadura cuando se
usa corriente directa (14).
19
En la Figura 2. 6 se muestra el efecto de la polaridad en la soldadura, la
corriente alterna combina la acción de limpieza de la pieza de trabajo con
polaridad inversa y la penetración que caracteriza a la polaridad directa.
Cuando se usa corriente directa el electrodo de tungsteno puede conectarse en
las dos terminales ya sea polaridad positiva o polaridad negativa. Con la
polaridad negativa los electrones fluyen del electrodo a la pieza de trabajo y los
iones positivos se transfieren de la pieza de trabajo al electrodo (CCEN).
Cuando el electrodo es positivo, el flujo de electrones y iones positivos se
invierten (CCEP) Polaridad inversa (21).
La soldadura con corriente alterna se compara con la corriente directa tanto en
electrodo negativo y positivo (15).
La fuente de potencia utilizada para el proceso GTAW puede ser corriente
alterna o corriente continua. La recomendación para el proceso GTAW son
aquellas de corriente constante.
Figura 2. 6 Polaridades en el proceso de soldadura GTAW (15).
A manera de antecedente a continuación, se mencionan los parámetros
estudiados para el proceso GTAW en diversos aceros por los siguientes
autores.
20
En 2007 S.K. Samanta y colaboradores (22) investigaron el comportamiento
de los parámetros del proceso de soldadura GTAW con aporte en un acero
inoxidable 316L, de espesor 6mm (los parámetros utilizados estuvieron
definidos de acuerdo a la norma AWS A4.2-74), el aumento o la disminución en
el contenido de ferrita del metal de soldadura de acero inoxidable austenítico,
se relaciona con la disminución o aumento de las tasas de solidificación, se ha
observado que tienen un pronunciado efecto sobre el contenido de ferrita del
metal. En la Tabla 4se muestran los parámetros utilizados por los autores que a
continuación se mencionan para cada uno de sus estudios.
Por otra parte, en el 2008 se realizaron estudios por parte de P. Sathiya, y
colaboradores (23). quienes soldaron y examinaron cupones, utilizando como
gas de protección helio obteniendo como resultado valores de dureza alta por
ejemplo para metal base (MB) 174VHN, zona afectada por el calor (ZAC)
283VHN y metal de soldadura con 325VHN en la cara del cordón de soldadura,
ya que el helio contiene Mn y éste tiene efecto en el aspecto del cordón de
soldadura(ancho/penetración), por otra parte el uso del argón como gas de
protección dio como resultado una menor dimensión en el cordón y menor
cantidad de fase ferrita, así como mayor cantidad de fase de austenita presente
en el metal de soldadura.
Hanggang Dang y colaboradores (24). En 2010 investigaron las uniones
realizadas mediante GTAW en un acero HSLA, para determinar el efecto del
calor de entrada de la soldadura en la microestructura, la microdureza Vickers y
la resistencia al impacto en la zona afectada por el calor (ZAC), concluyeron
que, debido al incremento del Calor de entrada en la soldadura, se evitó la
formación de la martensita y promovió la transformación a bainita. Cuando el
Calor de entrada de soldadura fue 0.67 KJ/mm, la microestructura que se
presentó en la ZAC fue bainita inferior con ferrita acicular.
21
Asimismo, en 2011 Subodh Kumar y A.S. Shahi (25). Realizaron un estudio con
tres combinaciones de entrada de calor como se menciona a continuación:
2.563 KJ/mm (baja), 2.78 KJ/mm (media) y 3.07 KJ/mm (alta) dónde el último
esfuerzo a la tensión óptimo fue a baja entrada de calor dando como resultado
357.32 MPa y un porcentaje de alargamiento de 24.28. Observaron que los
granos fueron relativamente gruesos con entradas de calor altas y finos en
entradas de calor baja.
En el 2015, A. Karpagaraj (26). Estudió las uniones es de acero comercial al
titanio con variaciones de los parámetros en el proceso GTAW, aplicados en
una unión con los siguientes espesores: una de 2 mm y otra de 1.6 mm. Los
parámetros de soldadura como la corriente y la velocidad de desplazamiento
son optimizados y estabilizados en las pruebas sobre el cordón de soldadura
con penetración completa en las placas a tope. En estas pruebas se
observaron un tamaño significativo de grano grueso, el cual es notado en la
zona de fusión, que consiste de celdas alfas paralelas en diferente orientación
limitadas por la fase beta y en la zona afectada por el calor (ZAC), los granos
equiaxiales tuvieron un crecimiento mayor comparado con la medida de los
granos en el metal base. Como resultado el grado de grano grueso decrece
con el movimiento de la zona de fusión al metal base. Las propiedades de la
microestructura del metal base, la zona afectada por el calor y la zona de fusión
son analizadas por un microscopio óptico. La unión soldada mostró una
resistencia ultima a la tensión de 384 MPa con 15.7% de elongación.
En 2015 Rishi Pamnani y colaboradores (27). Investigaron el impacto en la
ductilidad de los aceros de alta resistencia baja aleación (HSLA) en unión es
con soldadura por arco, concluyeron un alto porcentaje de ferrita poligonal,
ferrita acicular dispersa, alto contenido de oxígeno y grano grueso en el metal
base por el calor de entrada a doble pasada por el proceso GTAW de maneta
autógena. Las uniones soldadas con el proceso GTAW autógena conducen a la
diminución de la resistencia al impacto en el metal soldado.
22
En la Tabla 4 se muestran los parámetros que obtuvieron los autores antes
mencionados en la experimentación que realizaron en unión es a tope con el
proceso GTAW.
Tabla 4. Lista de parámetros
Au
tor
Pas
ad
a
Mate
rial
Pro
ces
o
% E
ficie
ncia
del
arc
o
Gas
Esp
.(m
m)
Vo
lta
je(V
)
Co
rrie
nte
de
so
ldad
ura
(A)
Velo
cid
ad
de
des
pla
zam
ie
nto
(mm
/seg
) V
elo
cid
ad
de
flu
jo (
L/m
in)
Calo
r d
e
en
tra
da
(KJ/m
m)
A. Karpagaraj, (24)
1
Acero
comercial de titanio
puro
GTAW Autógena
1.00
Argón
2 -
1.6
8.35
105
4.167
15
0.211
Hanggang Dang y otros, (22)
1
HSLA
GTAW
Autógena
0.70
Argón
6
11
260
3.00
10
0.67
Rishi Pamnani, Jaya kumar, Vasudivan y
T. Sakthivel, (25)
1
HSLA bajo
carbono
DMR 249
GTAW
Autógena
1.00
Argón
0
20
270
1.00
15
5.40
Subdodh Kumar Y A.S. Shahi, (23)
2
AISI 304 acero
inoxidable
GTAW
con material
de aporte
0.90
Argón
6
30
120
2.52
15
1.286
P. Sathiya Y Otros, (20)
1
DSS
UNS31803
GTAW
0.75
Argón,Helio
5
12
140
1.83
10
0.69
K. Poorhaydari Y Otros, (21)
1
HSLA
GTAW
0.75
Argón
5
12.5
150
2.50
15
0.56
23
2.4 Sistema de sujeción
La deformación normal en la línea de soldadura se denomina deformación
transversal y la línea paralela a la línea de soldadura se llama deformación
longitudinal. Estas deformaciones surgen debido a las fuerzas de contención
generadas durante el ciclo térmico. La deformación fuera del plano o
deformación nominal para el plano de soldadura se produce debido a una
contención térmica no uniforme a través del espesor de la placa.
En la Figura 2. 7 se muestra una predicción de modos de deformación en
placas de 10 mm soldadas. Es obvio que fuera del plano domina otros dos
modos de deformación (28).
Figura 2. 7 Predicción de los modos de deformación (a) longitudinal (b) fuera de
plano y (c) transversal (28).
24
Como se reporta en la literatura, para tener un control sobre la distorsión es
posible hacerlo; entre otras formas, haciendo uso de un sistema de sujeción tal
y como se muestra en la Figura 2. 8 (18).
Figura 2. 8 Esquema de sujeción para experimentos de soldadura TIG (18).
2.5 Gases de protección
El uso del gas durante el proceso de soldadura es importante, ya que
provee la protección al electrodo y al metal fundido de la atmósfera que rodea
la soldadura, los gases inertes son estables, reducen el agrietamiento de la raíz
y la porosidad de la soldadura. Hay diferentes gases de protección como lo son
el argón, helio, mezclas las mezclas entre éstas y entre otros gases (22).
Argón. Proporciona una excelente estabilidad de arco. Se usa
normalmente mezclado con otros gases como, oxígeno, dióxido de
carbono y helio. Es utilizado en metales no ferrosos como aleaciones
base níquel, cobre, aluminio o manganeso y también en aceros
inoxidables y de baja aleación, además, en metales reactivos como
titanio y circonio. El uso del argón es común ya que tiende a generar una
25
penetración controlada y cordones anchos. La menor penetración es de
gran utilidad para las uniones de espesores delgados ya que reduce la
tendencia a una perforación excesiva (29).
Helio. Es un gas de elevada conductividad, a la vez que genera una
penetración controlada en la unión y cordones anchos. Produce un arco
de plasma estable, la temperatura es alta, benéfica para la unión de
espesores gruesos y metales como cobre, aluminio y manganeso ya que
tienen una conductividad térmica alta (29).
Mezcla de argón e hidrógeno. La mezcla de argón e hidrógeno es
utilizada en casos especiales, se emplea en soldadura mecanizada en
tubos de acero inoxidable de espesores delgados. Este tipo de mezcla
solo se puede emplear en aceros inoxidables, cobre-níquel y aleaciones
de níquel (29).
Algunos estudios han investigado el efecto de los gases de protección (argón y
helio). En el 2008, P. Sathiya, y colaboradores (23). Realizaron un estudio en
un acero UNS31808, determinando el comportamiento en el ancho y la
penetración de la soldadura. Los resultados obtenidos indicaron que se
obtuvieron mayores dimensiones en estas magnitudes en la soldadura
protegida por helio. En la Figura 2. 9 se muestra el perfil del cordón de
soldadura con el uso de los dos gases.
Por otra parte, se identificó un incremento en la microdureza Vickers, en la
Tabla 5 se muestra una evaluación de esta propiedad con el uso del gas de
protección (helio), que muestra en la soldadura una dureza alta debido al gran
contenido de Mn y menor cantidad de fase ferrita, así como una cantidad mayor
de fase austenita presente en el metal de soldadura (26).
26
Tabla 5. Promedio de evaluación de microdureza con diferentes gases (23).
No prueba Gas Microdureza (VHN)
MB ZAC Metal de soldadura
1 Argón 173 259 308
2 Helio 173 283 325
Figura 2. 9 Perfil de cordón de soldadura: a) gas de protección argón
b) gas de protección helio (23).
27
2.6 Calor de entrada
En procesos de soldadura, el calor de entrada es una medida relativa de la
energía transferida a los componentes a ser soldados. Esta medida es
importante porque afecta a la rapidez de enfriamiento, la cual a su vez, afecta a
la microestructura final de la soldadura en la zona de fusión (ZF) y en la zona
afectada por el calor (ZAC) (30).
La variación de intensidad de la corriente en el arco de soldadura influye
directamente en la energía del arco eléctrico y el calor de entrada en las
uniones soldadas (31). En la ecuación siguiente se muestran las variables a
utilizar.
La ecuación para calcular el calor de entrada se define de la siguiente
manera:
𝐸 =𝑛 ∗ 𝑉 ∗ 𝐼
𝑣
Donde:
n = Eficiencia del arco (%).
V = Voltaje (V).
I = Corriente de soldadura(A).
v = Velocidad de desplazamiento (mm/min).
Una medida del desempeño mecánico de un componente metálico se
encuentra asociado a su naturaleza microestructural, ya sea referido al tipo de
fases presentes en éste, como a características como lo son el tamaño de
grano y la presencia de dislocaciones o la historia termomecánico del material.
En el caso del trabajo desarrollado en 2014 por Hanngang Dong y
colaboradores (24), observaron que el aumento del Calor de entrada en
soldadura, podría suprimir la formación de martensita y reducir la microdureza
28
de la ZAC. Sin embargo, la resistencia al impacto en esta zona mejoró con el
aumento del Calor de entrada de la soldadura. Por otra parte, Subodh Kumar y
A.S. Shahi en 2011 (25), obtuvieron en su investigación evidencia relacionada
con el tamaño de la dendrita en la zona de fusión, por lo cual fue menor en la
unión es por la baja Calor de entrada que en la media y alta Calor de entrada
en las uniones es. Encontraron que, en las uniones de soldadura, al aplicar
baja Calor de entradas obtuvo una mayor resistencia a la tensión y ductilidad.
2.5 Clasificación de los aceros avanzados.
Dentro de la clasificación de los aceros avanzados se encuentran:
2.5.1 Los aceros microaleados de forja de primera generación.
Generalmente tienen microestructuras de ferrita-perlita, resistencia a la
tensión sobre 760 MPa (ksi 110) y resistencia a la cedencia a 540 MPa (ksi 78).
La tenacidad del material Charpy V-notch de temperatura de forja de primera
generación es normalmente 7 a 14 J (5 a 10 pies lbf) (32).
2.5.2 Los acero microaleado de segunda generación.
El contenido de carbono de estos aceros se encuentra entre 0.10 y 0.30%.
Se fabrican con una microestructura de ferrita-perlita o una estructura de ferrita
acicular. Los últimos resultados de la supresión de productos de transformación
de la perlita se logran por una adición de aproximadamente 0.10% Mo. La
adición de titanio a estos aceros mejora la resistencia del material al impacto.
En la Tabla 6 se presentan las composiciones químicas de dos aceros de
segunda utilizados en los Estados Unidos.
29
Tabla 6 Composiciones usadas en los Estados Unidos. Aceros microaleados de
segunda generación (32).
Grado Composición % e.p
C Mn P S Si Mo V N
1524MoV 0.22 1.54 0.014 0.036 0.35 0.11 0.11 0.011
1524V 0.22 1.44 0.013 0.018 0.46 0.022 0.1 0.01
Una desventaja de la fase ferrita-perlita en aceros microaleados es que la
resistencia final y la dureza son funciones de la velocidad de enfriamiento. La
velocidad de enfriamiento puede variar debido a cambios en el proceso o
geometría de la pieza. Los aceros avanzados del grado 1524V como se había
predicho para los aceros de ferrita-perlita: La resistencia aumenta con la
velocidad de enfriamiento. El contenido alto de molibdeno en el acero, como es
el caso de1524MoV no es tan sensible a la velocidad de enfriamiento y no
desarrolla la misma resistencia que el acero de ferrita-perlita.
La resistencia mecánica de los aceros de primera y segunda generación
microaleados, son adecuados para muchas aplicaciones de ingeniería, pero
estos aceros no obtienen la dureza de las aleaciones convencionales de
templado y revenido bajo condiciones normales de forjado en caliente (32).
2.5.3 Los aceros microaleados de tercera generación.
Estos aceros se diferencian de sus predecesores en que son directamente
templados a la temperatura de forja para producir microestructuras de
martensita tipo listón con carburos templados y distribuidos uniformemente. Sin
posterior tratamiento térmico, estos materiales logran propiedades como
dureza, similar a las de aceros estándar de templado y revenidos. Los
principios metalúrgicos detrás de este desarrollo son los siguientes:
• Adiciones de niobio suficientes para superar el límite de solubilidad a la
temperatura de forja. Los elementos como Nb, sin disolver retardan el
30
crecimiento la recristianización y el grano de austenita durante la forja,
produciendo un durante el temple
• Control de la composición para que la temperatura final de martensita sea
superior a 205 ° Temple rápido en agua fría (400 ° F)
• Se realiza sobre un transportador móvil a través de una cámara de
nebulización.
• Contar con equipo apropiado para lograr la formación de la martensita a
relativamente alta temperatura, combinado con el efecto total de un forjado, se
han producido con éxito los resultados en una microestructura auto templada
con excelente tenacidad y una dureza de HRC 38 a 43 y con espesores de
sección de 50.8 mm (2 pulgadas) (32).
En la Figura 2. 10 se muestra una gráfica con la clasificación de los aceros
avanzados en base a la resistencia a la tensión.
Figura 2. 10 Gráfica comparativa de resistencia y ductilidad de los aceros utilizados en la
industria automotriz (12).
31
La capacidad para llevar las cargas estáticas y dinámicas requeridas, en
particular en un caso de choque, es una de las consideraciones de diseño
clave para estructuras de los vehículos. Tanto las estrategias de materiales
como diseño geométrico juegan un papel importante en la determinación de las
trayectorias de carga y detalles de la pieza final.
Las denominadas "zonas de deformación", ubicadas en las partes delantera y
trasera del vehículo, están diseñadas para absorber tanta energía como sea
posible en el caso de una colisión frontal o trasera. Al absorber la energía en
una distancia, la zona de deformación amortiguará el impacto y ayudará a
preservar la estructura del vehículo.
Las directrices generales para la selección de materiales en estas zonas se
describen a continuación:
Evidentemente, la elección de las propiedades del acero, tales como los que se
muestran en la Figura 2. 11, guían el tipo de selección de acero para
aplicaciones específicas. Los componentes están diseñados para que juntos
formen una estructura que cumpla con todos los requisitos, en particular todos
los casos de accidentes, tanto las aplicadas por los organismos reguladores
regionales y los establecidos internamente por las empresas de vehículos (8).
32
Figura 2. 11 Tensión (en MPa) contra porcentaje de Alargamientopara diferentes tipos de
aceros y sus aplicaciones en la estructura del cuerpo (8).
2.5.4 Elementos de aleación
Las placas o blanks de acero de bajo carbono son generalmente preferidas
para conformando. Normalmente estos aceros contienen menos del 0.10% de
carbono y menos del 1% total de elementos de aleación intencional y residual.
La cantidad de manganeso es la principal aleación agregada, normalmente
oscila entre 0.15 y 0.35%. Se pueden añadir cantidades controladas de silicio,
niobio, titanio o aluminio como desoxidantes o para desarrollar ciertas
propiedades. Elementos residuales tales como: azufre, cromo, níquel,
molibdeno, cobre, nitrógeno y fósforo generalmente están limitados tanto como
sea posible. En las acereras, estas cantidades se basan en la calidad de las
placas que se producen. La aleación de aceros en placa (incluyendo grados de
baja aleación alta resistencia), contienen cantidades de uno o más de estos
elementos.
33
Los aceros de bajo carbono contienen hasta un 0.30% C. La categoría más
grande de esta clase de acero suele ser productos planos (chapa o tira) en la
condición en frío y recocida.
El contenido de carbono de estos aceros de alta conformabilidad es bajo,
menos del 0.10% C, con un 0,4% Mn. Los usos típicos son en paneles de
carrocería de vehículos, placa de lata y productos de alambre. Para laminado
en placas de aceros estructurales y secciones, el carbono contenido puede
incrementarse a aproximadamente 0.30% y manganeso superior hasta 1,5%.
Estos últimos materiales pueden usarse para estampados, piezas forjadas,
tubos sin soldadura y placa de caldera. Las propiedades de estos aceros
pueden ser ligeramente inferiores a las de los aceros típicos del grupo de bajo
carbono, debido a su contenido de manganeso (32).
Por otra parte, se encuentran los aceros microaleados HLSA (High-Strength
Low-Alloy) con un 0.06% contenido de carbono o incluso inferior, siendo aún
con esta formulación, capaces de desarrollar resistencia a la tensión de hasta
485 MPa (ksi 70). La alta resistencia a la cedencia se logra por los efectos
combinados de tamaño de grano fino desarrollado durante la laminación en
caliente controlado y el fortalecimiento de la precipitación, que es debida a la
presencia de vanadio, niobio y titanio (32).
En la Tabla 7se enlista los elementos aleantes en el acero con la finalidad
de mejorar las propiedades mecánicas del mismo.
34
Tabla 7. Elementos de aleación (32).
Elemento Efecto en la aleación
Carbono
Aumenta la cantidad de perlita en la microestructura, es económico, es un
elemento que se combina fácilmente con otros elementos para formar fases y
compuestos. Mayor contenido de carbono reduce soldabilidad y la resistencia
al impacto en el acero, el aumento de perlita es perjudicial en la mejora de la
resistencia a la cedencia, que suele ser el criterio principal para aplicaciones
estructurales, Contenidos altos de carbono tienden a formar martensita o
bainita en la microestructura de los aceros de laminado. En Aceros de baja
aleación de mayor resistencia tienen contenidos de carbono que se aproximan
a 0,30%. Asimismo los aceros avanzados microaleados tienen un contenido de
carbono de 0,06% o incluso menor, son capaces de desarrollar resistencias a
la fluencia de 345 a 620 MPa (50 a 90 ksi).
Manganeso
Es uno de los elementos de mayor impacto que se tiene en el aumento de
las propiedades mecánicas en los aceros al carbono estructurales de alta
resistencia, cuando está presente en cantidades más del 1% funciona
principalmente como un promotor de la solución sólida en la ferrita, pero
también proporciona una marcada disminución en la temperatura de
transformación de austenita a ferrita. Además, el manganeso puede mejorar la
precipitación del vanadio fortaleciendo al acero. Este fenómeno puede
presentarse en menor medida en aceros con niobio.
Fósforo
Segrega, pero en un grado menor que el carbono y el azufre. El aumento
de fósforo aumenta la resistencia, la dureza, sin embargo, disminuye la
ductilidad y la tenacidad al impacto con entalladura en el rolado de laminación.
Las disminuciones en la ductilidad y la tenacidad son mayores en los aceros
altos carbono templados y revenidos. La cantidad superiores de fósforo a
menudo especificados en aceros mecanizables de bajo contenido de carbono,
mejorar la maquinabilidad.
Azufre
Se considera indeseable en la hoja de acero destinado para conformado,
estampado o la flexión debido a que su presencia aumenta la probabilidad de
agrietamiento o escisión. Los niveles permitidos de azufre dependen del nivel
de calidad deseado. Por ejemplo, de calidad comercial en chapas laminadas
en frío debe contener menos de 0,040% S. Para más aplicaciones, El azufre
generalmente aparece como largueros de sulfuro de manganeso en la
estructura.
35
Aluminio
Se añade al acero para suprimir la acción de rechupe y así producir un
acero limpio conocido como acero muerto (libre de oxígeno). El aluminio
combinado con el oxígeno y el nitrógeno detiene la desgasificación del acero
fundido cuando se añade a la cuchara de colada o de moldeo. El aluminio
también ayuda al desarrollo de la orientación de grano preferido para alcanzar
valores pequeños en el radio (r) en el tamaño de grano, en la chapa de acero
laminado en frío y recocido. Los granos alargados de un tamaño aproximado
de ASTM G7, estos se encuentran en los aceros desoxidados procesado con
aluminio como desoxidante. Debido a que el aluminio se combina con el
nitrógeno, el acero no está sujeto a envejecimiento por deformación
Cobre
Aproximadamente 0,20% de cobre se utiliza para proporcionar resistencia
a la corrosión atmosférica. Su efecto sobre la resistencia a la corrosión se
incrementa cuando el fósforo está presente en cantidades mayores de a
0,05%. El cobre en niveles superiores a 0,50% también aumenta la resistencia
tanto en aceros de bajo como de medio carbono, en virtud del fortalecimiento
de la ferrita, que es acompañada con una leve disminución en la ductilidad. En
cantidades aproximadamente 0,60%, el cobre puede precipitar como ε-cobre,
disminuyendo así la resistencia mecánica de la ferrita.
Níquel
Puede ser agregado en cantidades hasta cerca de 1% en varios de los
aceros HSLA y en cantidades hasta el 5% para los grados de aleación con
tratamiento térmico de alta resistencia. En cantidades moderadas aumenta la
resistencia por el endurecimiento de la solución de la ferrita. En los aceros
HSLA, mejora la resistencia a la corrosión atmosférica y, cuando se presenta
en combinación con cobre o fósforo, aumenta la resistencia en los aceros por
la corrosión a causa del agua de mar. El níquel se añade a menudo en aceros
al cobre para minimizar la fragilidad en caliente.
Cromo
Se agrega a menudo con cobre para obtener mayor resistencia de la
corrosión atmosférica. Con la exposición a la atmósfera, una composición de
acero con un 0.12% P, 0,85% Cr y Cu 0,40% desarrollan un óxido
particularmente adherente, una capa densa (capa pasiva) es característico de
los aceros de intemperie.
Molibdeno
En los aceros HSLA laminados en caliente se utilizan principalmente para
mejorar la templabilidad cuando se desea que los productos de transformación
n de ferrita-perlita. Por ejemplo, el molibdeno es un ingrediente esencial para
la producción de aceros laminados con microestructuras como ferrita acicular.
Además, mejora propiedades en cuanto a la resistencia mecánica a elevada
temperatura. El molibdeno en cantidades de 0,15 a 0,30% en los aceros
microaleados también aumenta la solubilidad del niobio en austenita,
36
potenciando así la precipitación de Nb (C, N) en la ferrita. Esto aumenta el
efecto de la precipitación de Nb (C, N). El molibdeno también ha demostrado
que en los precipitados de Nb(C, N), aumenta aún más la resistencia a la
cedencia.
Vanadio
En los aceros HSLA son comunes los precipitados derivados del vanadio,
endureciendo a la ferrita y promoviendo el refinamiento del tamaño de grano
en esta fase. La precipitación de carbonitrurado de vanadio en ferrita puede
desarrollar un aumento significativo en la resistencia, que depende no sólo en
el proceso de balanceo utilizado, sino también en la composición de la base.
Un contenido de carbono por encima de 0.13 a 0.15% y manganeso con
contenido del 1% o más aumenta el endurecimiento al precipitar,
particularmente cuando el contenido de nitrógeno es menos del 0,01%. El
refinamiento de tamaño de grano depende de variables térmicas de
procesamiento (laminación en caliente), así como contenido de vanadio.
Cobalto
No participa directamente en la reacción de endurecimiento por
envejecimiento, porque este elemento no forma un precipitado con el hierro,
níquel, molibdeno, titanio o en el sistema de aleación martensítico envejecido
18Ni. La principal contribución de cobalto es reducir la solubilidad del
molibdeno en la matriz martensítica y por lo tanto aumentar la cantidad de
Ni3Mo precipitado formado durante el endurecimiento por envejecimiento.
Algún endurecimiento también resulta de una reacción de pedido de corto
alcance en la matriz que consiste en cobalto.
Titanio
Es único entre los elementos de aleación comunes que promueve el
endurecimiento por precipitación en la forma del sulfuro. Pequeñas cantidades
de titanio (< 0. 025%) también son útiles para limitar el crecimiento de grano de
austenita, Sin embargo, es útil sólo en aceros completamente muerto (acero
desoxidado) debido a sus fuertes efectos Desoxidantes. La versatilidad de
titanio es limitada debido a las variaciones de oxígeno, nitrógeno y azufre lo
que afectan la contribución de titanio como un fortalecedor de carburo.
37
2.5.5 Aceros DDS bajo carbono
Los aceros bajos en carbono, con y sin recubrimiento, son suministrados
generalmente como de calidad comercial, estampado de gran calidad, y los
grados especiales-desoxidados para estampado de calidad. Algunas fábricas
de acero también ofrecen grados especializados, tales como aceros de
estampado profundo sin intersticios y aceros de esmaltado. Algunas de las
características de formación de los grados moldeables más comúnmente
utilizados son (32):
Aceros de calidad comercial: Disponible en los grados laminados en
caliente, laminados en frío y recubiertos. El grado cubierto mínimo de chapa de
acero. Sometido a envejecimiento (las propiedades mecánicas pueden
deteriorarse con el tiempo). No está diseñado para formas difíciles.
La calidad del estampado: Está disponible en grados laminados en caliente,
laminados en frío y recubiertos. Exhibe una mejor ductilidad que los aceros de
grado CQ, pero tiene bajos valores de r. sujeto a envejecimiento (las
propiedades mecánicas pueden deteriorarse con el tiempo). Tiene una
excelente calidad de la superficie del metal de base.
La calidad en el estampado desoxidado especial: Se presenta disponible en
los grados laminados en caliente, laminados en frío y recubiertos, con buena
capacidad de conformado. No está sujeto al envejecimiento (propiedades
mecánicas no cambian con el tiempo)
Está disponible en los grados laminados en caliente, laminadas en frío y
recubiertos. Varios tipos de procesamiento se utilizan para obtener los niveles
de resistencia deseados. En general, la capacidad de conformación de estos
grados disminuye a medida que aumenta la resistencia a la cedencia. La
elástica puede ser un problema en chapas de espesores menores (8).
38
Los aceros de alta resistencia y baja aleación con estructura ferrita acicular
(bainita bajo carbono) que son de bajo carbono (<0.08% C) son aceros con una
excelente combinación de resistencia y alto rendimiento, soldabilidad,
conformabilidad y dureza (32).
Estos aceros son laminados en frío, el principal uso de este material es para
piezas en las que se necesita aplicar un troquelado o formado severo con
resistencia al envejecimiento, como, por ejemplo: conchas de carretilla, cárter
de aceite, defensas, etc. Cumple con los requisitos de ASTM A1008/M8.
En la industria, la chapa estampada ha ido sustituyendo lentamente a la
soldadura, tornillos y pernos para unir partes de manera de tener una única
pieza, en vez de un conjunto complejo de partes (32).
2.5.6 Composición química
Los aceros DDS de bajo carbono contienen menos del 0.10% de carbono y
menos del 1% total de elementos de aleación intencional y residual.
En la Tabla 8 se muestra la composición de un acero DDS (33).
Tabla 8. Composición química y usos de acero DDS (33).
Especificación
Composición química (% e.p.)
C Mn P S Al Cu Ni Cr Mo V Cb Ti
ASTM
A1008 DDS 0.06 0.5 0.002 0.025 0.01 0.2 0.2 0.15 0.06 0.006 0.008 0.025
39
2.6 Caracterización por microscopia óptica
2.6.1 Micrografía
La transformación de los granos de austenita en microestructuras ferríticas,
determina el tamaño de grano final con la asociación de las propiedades
mecánicas de la placa microaleada. Los efectos de la morfología austenítica y
el rango de temperatura de transformación, es controlado por el contenido de
aleantes, así como la deformación y velocidad de enfriamiento. Incluso,
después de que se ha producido el espesor mínimo de grano austenítico, el
rango de temperatura de la transformación de austenita a ferrita debe ser
controlado para determinar la cinética de la reacción.
El aumento de tasa de nucleación ferrítica y disminuyendo la tasa de
crecimiento ferrítico pueden producir un tamaño de grano ferrítico más fino.
Estos efectos se obtienen generalmente de los aleantes y conocidos como
estabilizadores de ferrita asimismo con el control del enfriamiento.
En la Figura 2. 12 muestra un acero microestructura de ferrita-perlita de bajo
carbono que se formó durante la refrigeración por aire del terreno de fase de
austenita.
Figura 2. 12 Microestructura de ferrita proeutectoide (blanco)
Y perlita (oscura), (32).
40
K. Poorhaydari, B.M. y colaboradores (34). En 2006 realizan un estudio
detallado de las regiones y subregiones encontradas soldaduras de aceros
HSLA, el tema cobra una gran relevancia tomando en cuenta la importancia
que tiene el tamaño de grano para los TWB. Las regiones y subregiones
identificadas son:
Zona afectada por el calor inter-crítica (ICZAC), grano fino de la zona afectada
por el calor (FGZAC) y grano grueso de la zona afectada por el calor (CGZAC),
los parámetros de soldadura empleados en el estudio se ubican en un rango de
Calor de entrada de 0.5 – 2.5 kJ / mm.
En la Figura 2. 13, es posible la identificación de las distintas regiones y
microestructuras según las diversas tasas de Calor de entrada aplicadas de 0.5
a.5 KJ/ mm en tiempos de 4 a 30 minutos, identificando microestructuras tales
como ferrita con bainita, ferrita poligonal, listones de martensita y martensita
gruesa y ferrita masiva.
A continuación, se presenta Micrografías ópticas seleccionadas de las
muestras de MB, ZAC y SCG: (a) BM: metal base; (b) ICHAZ-1.5 kJ/mm; (c)
FGHAZ-1.5 kJ/mm; (d) CGHAZ-0.5 kJ/mm; (e) SCG-corto recocido (4 min); (f)
SCG-largo recocido (30 min). BF: ferrita con bainita; PF: ferrita poligonal; LM:
listón martensita: CM: martensita gruesa; MF: ferrita masiva.
41
Figura 2. 13 Microgrfía ópticas seleccionadas de las muestras de MB y subregiones
encontradas en soldaduras de aceros HSLA.
42
Sumit Ghosh y Suhrit Mula (35). En 2005 realizaron un estudio con acero
microaleado obteniendo una mejora en las propiedades mecánicas y alta
ductilidad por la presencia de características especiales, tales como,
precipitados ultra finos de Ti y Nb en la matriz ferrítica, los granos de ferrita fina
se presentaron en un 40% otorgando una resistencia a la cedencia más alta en
comparación con la medida de la ferrita que es 60 % con un promedio de 25
μm de tamaño mayor para la ductilidad.Por otra parte, se presenta diferencia
entre las microestructuras y propiedades mecánicas de la soldadura y en el
normalizado del metal de soldadura y el número de veces de normalizado
desempeño un papel importante en la microestructura y las propiedades del Nb
en el metal de soldadura. La resistencia y la plasticidad del metal de soldadura
fueron mejoradas con la adición del elemento Nb, mientras que la resistencia al
impacto no fue afectada significativamente con la adición de Nb. El tratamiento
de normalización fue a 900 °C transformado la microestructura en granos
columnares (GC) dentro del metal de soldadura y en la condición soldada se
presentó una estructura de grano equiaxial (GE) en los precipitados de
nitrógeno, boro y carbono se observaron granos columnares en la soldadura
por el contenido de Nb, como se muestra en la Figura 2. 14. Asimismo, se
presentó después de seis procesos de normalización, apareció una estructura
de grano dúplex el cual deterioró las propiedades del metal de soldadura que
llevan Nb.
Figura 2. 14 Macrografía en sección transversal de la unión soldada con pasada múltiple
(36).
43
Por otra parte, Chin Yuan Chen y colaboradores (37). En 2014 investigaron
la influencia de elementos microaleados como Ti – Nb y Ti, Nb, Mo y
deformación en caliente sobre la morfología de la precipitación de los aceros
microaleados con Ti – Nb y Ti, Nb, Mo, observaron varias deformaciones en la
región de austenita logrando reducir el tamaño de grano de ferrita con eficacia.
Asimismo, con una aceleración en la fase γ a la transformación de fase α
provocando partículas de carburo sobresaturada dispersos al azar en la matriz
ferrítica. Aunque la precipitación durante la interfaz de partículas de carburo no
se presentó en la matriz de ferrita, la precipitación sobresaturada de partículas
de carburo de tamaño nanométrico en dislocaciones todavía puede
proporcionar un efecto de endurecimiento inmenso. En la Figura 2. 15 se
muestra el crecimiento de grano en el charco de soldadura.
Figura 2. 15 Distribución de las áreas estructurales de ZAC de acero de baja aleación
en función de la temperatura, en relación con el equilibrio de fases de hierro-carbono
(38).
44
2.6.2 Ferrita
La transformación proeutectoide de ferrita (α) es por lo general la primera
transformación de fase que se produzca durante la temperatura austenítica en
el enfriamiento de la fase gama es importante en la mayoría de los aceros de
industrial, la transformación implica una reorganización estructural de FCC a
BCC y la redistribución a largo alcance de C a partir de la austenita hasta la
ferrita. La microestructura se muestra en la Figura 2. 16 tales transformaciones
de fase son a menudo clasificadas como interfaz controlada o controlada por la
difusión en función de la energía libre la transformación se disipa por proceso
interfacial, Esta fase es una solución sólida intersticial de carbono en una
estructura cristalina BCC. Como se indica en el diagrama de fases Fe-Fe3C, el
carbono es sólo ligeramente soluble en ferrita y alcanza una solubilidad de
sólidos máxima de 0.02 por ciento a 723°C. La solubilidad del carbono en
ferrita disminuye a 0.005 por ciento a 0°C (39).
Figura 2. 16 Microestructura ferrita (α) a 100 X (40).
45
2.6.3 Perlita
La estructura laminar aparecerá como se muestra en la Figura 2. 17 esta
estructura eutectoide se llama perlita por su semejanza con la madreperla.
Debido a que la solubilidad del carbón en la ferrita y el Fe3C varía poco desde
723°C hasta la temperatura ambiente, la estructura de la perlita se mantiene
esencialmente invariable en este intervalo de temperaturas (39).
Figura 2. 17 Microestructura de un acero eutectoide enfriado lentamente. La
microestructura está formada por perlita eutectoide laminar. La fase que aparece oscura
en el grabado es cementita y la fase blanca es ferrita. (Grabado: picral; amplificación
650×.) (39).
46
2.6.4 ferrita acicular
La ferrita acicular, tiene en sus tres dimensiones una morfología de placas
delgadas ovaladas, las cuales nuclean intergranularmente durante la
transformación γ/α a partir de nucleasiones dentro de los granos de austenita
(siempre que exista una alta densidad de inclusiones), una fina estructura
entrelazada (generalmente <5µm) se puede producir, algunas de estas placas
pueden estimular la nucleación de otras; un efecto conocido como autocatálisis.
es reconocida como una morfología nucleada de manera intragranular de
ferrita. La ferrita acicular nuclea en inclusiones dentro de los granos de
austenita durante la transformación, En la Figura 2. 18 se muestra la
transformación de ferrita acicular la cual suprime la transformación martensítica
de solución por difusión de átomos durante la transformación isotérmica, y la
introducción de la tensión interna resultante durante la transmisión de la FCC a
BCC (41) (42).
Figura 2. 18 Ferrita acicular desarrollada con 0.06%C, 1.37 % Mn, 0.17% Mo, 0.0028%
B, 0.027%Ti, soldadura con arco sumergido, enfriamiento continuo (42).
47
2.6.5 Propiedades mecánicas
Las propiedades mecánicas de los materiales se determinan realizando
ensayos cuidadosos de laboratorio que reproducen las condiciones de servicio
hasta donde sea posible. Los factores que deben considerarse son la
naturaleza de la carga aplicada, su duración, así como las condiciones del
medio. La carga puede ser una tensión, una compresión o una cizalladura y su
magnitud puede ser contante con el tiempo o bien fluctuar continuamente. El
tiempo de aplicación puede ser de sólo una fracción de segundo o durar un
período de varios años. La temperatura de servicio puede ser un factor
importante (40) (43).
2.6.6 Ecuación Hall Petch
Se necesitan soluciones nuevas para pesos ligeros con la finalidad de
mejorar la eficiencia energética en el desarrollo de estructuras. Un mayor
desarrollo en estructuras de acero requiere la utilización de nuevos materiales y
la tecnología de producción avanzada (43). En general, las propiedades
mecánicas de los materiales metálicos han demostrado que se correlaciona
con las dimensiones microestructurales, más comúnmente con el tamaño
medio de grano. Basado en el trabajo de Hall y Petch, se encontró una relación
entre el tamaño del grano y las propiedades mecánicas del acero (44). La
ecuación de Hall-Petch, es una ecuación empírica (está basada en mediciones
que relaciona la resistencia a la cedencia de un metal σy con su diámetro medio
d como se muestra en la ecuación siguiente:
48
𝜎𝑦 = 𝜎0 +𝐾
𝑑1/2
Donde σ0 es una constante a la tensión de fricción requerido en la maya
para el movimiento individual entre las dislocaciones, k es una constante de
esfuerzo de cada materia a usar dependiente a la pendiente Hall-Petch, y d es
el tamaño de grano promedio. σy es la resistencia a la cedencia (39) (44).
2.6.6.1 Prueba de tensión
En la Figura 2. 19 se muestra el ensayo de tensión el cual se utiliza para
evaluar la resistencia de metales y aleaciones. En este ensayo, una muestra de
metal se estira a velocidad constante hasta la fractura, que se produce en un
tiempo relativamente corto.
La fuerza (carga) que actúa sobre la muestra sometida a ensayo se dibuja
en el registrador mediante el desplazamiento del papel de registro, mientras
que la deformación correspondiente se obtiene de la señal generada por un
extensómetro externo, sujeto a la muestra (39).
49
Figura 2. 19 Método de prueba resistencia a la tensión en un espécimen (45).
Surajit Kumar Paul, y colaboradores (46). En 2013 investigaron las
propiedades dinámicas de la resistencia a la tensión en aceros de bajo
carbono, ultra bajo carbono y aceros microaleados, en esta Investigación
experimental demostraron que en todos los aceros la resistencia a la cedencia
aumentó con la velocidad de deformación, pero el aumento de la fluencia con el
grado de deformación es mayor en aceros de bajo carbono y en acero ultra
bajo carbono en comparación con los aceros microaleados.Para los aceros de
bajos carbono y ultra bajo carbono, el grado de endurecimiento de la
deformación se reduce significativamente con el grado de deformación.
Mientras que para los aceros microaleados, el tipo de endurecimiento por
deformación permanece invariable en el grado de deformación intermedia.
Asimismo, Speer y Matlock estudiaron en 2005 la deformación y la cantidad de
alta tensión en aceros con microestructuras las cuales oscilan entre puro
ferrítico (IF) y ferríticos - perlítica (HSLA) y que el endurecimiento debido a
trabajo frío y refinamiento de grano no influye en la dependencia de tipo de
tensión de fluencia (47). El endurecimiento de la solución sólida tiene una
influencia significativa en la sensibilidad de la cantidad de deformación de
ferrita. Con el aumento de contenido duro fase segunda, la sensibilidad de la
50
tasa de tensión disminuye debido a la disminución del contenido del volumen
relativo de cepa tipo sensible de ferrita en aceros multifase (48). El acero
microaleado tiene microestructura de ferrita-perlita, disminuye la sensibilidad de
la cantidad de tensión por presencia de fase perlita duro (49) .
En la Figura 2. 20 describe la curva ingenieril tensión – deformación
obtenida de experimentos con las velocidades de deformación desde 0.0007 a
200 s -1. La tensión de flujo de cada material aumenta a medida que la tensión
aumenta. La fluencia de bajo carbono y láminas de acero ultra bajo carbono
son más sensibles al tipo de deformación que los aceros microaleados como se
muestra en la Figura 2. 21.
Figura 2. 20 Se presentan las curvas tensión – deformación en aceros bajo carbono, ultra
bajo carbono y en hojas de acero microaleado en varias velocidades de deformación (a)
acero bajo carbono (b) ultra bajo carbono y acero microaleado ( SR= Velocidad de
deformación (46).
51
Figura 2. 21 Normalizado de tencion a la cedencia ( tensión a la cedencia en varias
velocidades de deformacion divididas por la tensión a la cedencia de 0.0007 s-1) de bajo
carbono, ultra bajo carbono y hojas de acero microaleado en varias velocidades de
deformación (46).
52
Por otra parte, la influencia de las condiciones en las propiedades
mecánicas (RC, URT, Ductilidad) del espécimen deformado a temperatura en
zonas diferentes. En la Figura 2. 22 se puede observar que las velocidades
aplicadas de enfriamiento, afectan en gran medida las propiedades mecánicas
(35).
Figura 2. 22 Influencia de diferentes condiciones de enfriamientos en la resistencia a la
cedencia y ductilidad. La barra de error en la figura indica el rango de variación de las
propiedades mecánicas (35).
2.6.6.2 Prueba de dureza.
La dureza es una medida de la resistencia de un metal a la deformación
permanente (plástica). La dureza de un metal se mide forzando la indentación
de un penetrador en la superficie del metal. El penetrador el cual puedes ser
una bola esférica, pirámide o cono está fabricado con un material mucho más
duro que el material a ensayar. Por ejemplo, el material empleado en estos
penetradores suele ser acero templado, carburo de tungsteno o diamante.
53
En la mayoría de los ensayos de dureza normalizados se aplica lentamente
una carga conocida, presiona el penetrador contra la superficie del metal a
ensayar y perpendicularmente a ésta. Después de producir la indentación se
retira el penetrador. Se calcula o se lee en un dial un número empírico de
dureza basado en el área del corte transversal de la huella producida o en su
profundidad.
Tabla 9 se muestran los tipos de penetradores y los tipos de huellas producidas
asociados a cuatro ensayos de dureza comunes: Brinell, Vickers, Knoop y
Rockwell. El número de dureza para cada uno de estos ensayos depende del
penetrador y de la carga aplicada.
En el ensayo de dureza Vickers, un penetrador de diamante es forzado en
la superficie de la muestra. Las cargas aplicadas, mucho menores que en las
técnicas Brinell y Rockwell, están comprendidas entre 1 y 1000gr. La marca
resultante se observa al microscopio y se mide. Esta medida es entonces
convertida en un número de dureza (40) (39).
Tabla 9. Técnica de ensayo de dureza (39).
54
2.6.6.3 Prueba de flexión o doblez
La prueba de doblez guiado se efectúa en los lados de la muestra aplicando
una carga sobre la raíz hasta el doblez completo (en forma de U) de una
probeta, a través de un yugo colocado en el centro de la misma. Las
dimensiones del yugo son establecidas por la norma ASTM E190/E192 (26). La
prueba de doblez guiado es aplicada a determinadas muestras de materiales
soldados, para analizar el comportamiento y maleabilidad de los materiales de
aporte aplicados a los materiales. Asimismo, nos ayudan a determinar la
habilidad del operario que está aplicando la soldadura, así como también se
utiliza para realizar la calificación del procedimiento. Esta prueba cubre las
curvas de soldadura de filete, las soldaduras de ranura en juntas a tope y la
prueba de la curva de la superficie de las soldaduras (45). En la Figura 2. 23 se
muestran las pruebas de flexión observando el antes y después de la prueba.
Figura 2. 23 Muestras de prueba de flexión (a) antes de la prueba y (b) después de la
prueba (26).
55
2.6.6.4 Técnicas de caracterización de los materiales
Los instrumentos revelan información sobre la constitución y estructura
interna de los materiales a varias escalas de magnitud, que varían en el
intervalo de micro a nano. En este intervalo, pueden estudiarse por medio de
distintos instrumentos la estructura de los granos, los límites de grano, las
diversas microfases, los defectos lineales, los defectos de superficie y su efecto
sobre el comportamiento de los materiales. En las siguientes secciones se
expondrá la aplicación de las técnicas de microscopia óptica, la microscopia
electrónica de barrido, la microscopia electrónica de transmisión, y microscopia
de difracción de Rayos X (DRX), todas ellas desarrolladas para aprender sobre
las características internas y superficiales de los materiales a continuación se
muestra en la Figura 2. 24 (39).
Figura 2. 24 Técnicas de caracterización de materiales.
2.6.6.5 Microscopia óptica
Una de las bases para varios de los tipos de interacción de la luz con la
materia sólida. La luz es una forma de energía radiante que puede ser
absorbida o emitida por los cambios espontáneos de energía en los electrones
de enlace que inician transiciones entre los niveles de energía en la capa
exterior de electrones de un átomo. Con el microscopio óptico se utiliza la luz
para estudiar la microestructura; sistemas ópticos y de iluminación son los
principales elementos. En los elementos que son opacos a la luz visible solo la
superficie es susceptible de ser observada y la luz del microscopio se debe
56
usar en reflexión. Las distintas regiones de la microestructura originan
diferencias en la reflexión y estas producen contrastes en la imagen,
denominada micrografía. Figura 2. 25 se representa de forma esquemática la
formación de la imagen en un microscopio, donde la muestra se encuentra
entre una o dos longitudes focales de lentes objetivas. Primero, los rayos de la
luz provenientes de la muestra convergen en la lente y posterior mente son
enfocadas para formar una imagen magnificada invertida (40).
Figura 2. 25 Modo de magnificación en microscopia óptica (40).
57
CAPÍTULO 3
DISCUSIÓN Y ANÁLISIS DE
BIBLIOGRAFÍA Y RESULTADOS
Como resultado de la revisión bibliográfica, se considera pertinente realizar
el análisis por cada uno de los autores que fueron consultados para el mejor
entendimiento del tema de investigación.
Los trabajos realizados desde 1997 por Hisashi Kusuda y colaboradores (3)
posteriormente por T. Meindersa y colaboradores (2), en el año 2000 ofrecieron
datos relevantes sobre el desempeño mecánico de los TWB, en cuanto a la
resistencia a la cedencia de estos materiales, unidos previamente al proceso
de conformado, definiendo con precisión los límites de deformación en el área
de soldadura de patrones de paneles empleados en la industria automotriz.
En 2012, Thasanaraphan realizó un trabajo de investigación doctoral en el
que caracterizó las microestructuras de TWB unidos mediante GTAW y LBW
estableciendo una comparativa entre los procesos. Los resultados obtenidos
indican que, si bien en cierto mediante LBW se obtiene una microestructura
más fina que la lograda mediante GTAW, se logran fases correspondientes de
58
un proceso a otro como lo son la bainita, ferrita y martensita. Sin embargo, los
resultados obtenidos por este autor se limitan a aceros de bajo carbono.
Las investigaciones de Hanggang Dang (24) 2010, Subodh Kumar (25)
2011, A. Karpagaraj (26) 2015 aunque con materiales diferentes, encontraron
comportamientos similares en todos ellos, a bajas entradas de calor se logran
tamaños de grano fino, mientras que a altas entradas de calor se vuelve más
grueso. Por otra parte, en estas investigaciones queda de manifiesto que, a
bajas entradas de calor, la microestructura en la zona de fusión existe un
predominio de fases como la bainita, ferrita acicular minimizando la formación
de martensita.
Analizando la bibliografía se observa una estrecha relación entre las
variables corriente, velocidad de desplazamiento y voltaje para determinar la
longitud de arco, se observa que, al aumentar la corriente, la temperatura
aumenta provocando más penetración, la cual, si no se tiene una velocidad de
desplazamiento adecuada, el calor localizado generará discontinuidades. Por
otro lado, si la corriente es insuficiente, el calor de entrada no será suficiente
para lograr una penetración completa provocando falta de fusión y cordones de
mala calidad.
Los autores A. Karpagaraj (26), Hanggang Dang (24), Subodh Kumar (25),
A.S. Shahi y R.R. Thridandapani y sus colaboradores (25) (50), realizaron
diferentes pruebas con entradas de calor bajas, medias y altas, dando como
resultado un refinamiento de grano en la ZAC a causa de entradas de calor
bajas, mejorando con ello las propiedades mecánicas de los aceros
microaleados en función del refinamiento de grano y la precipitación de vanadio
y niobio en la fase ferrítica.
De manera específica y coincidente con el caso de estudio que este trabajo
contempla, los autores referidos emplearon proceso GTAW autógeno a
diferentes entradas de calor evaluando el crecimiento de grano y con ello
59
determinando el comportamiento en las propiedades mecánicas y metalúrgicas,
manejando rangos similares en cuanto a parámetros en todos ellos, ofreciendo
un punto de partida para la definición de los parámetros que este trabajo
contempla.
Esta información obtenida a raíz de la investigación, ayudó en el caso de
estudio a comprender el comportamiento del calor de entrada las variables
involucradas en el proceso GTAW autógeno, en el acero de estampado
profundo (DDS) y la microestructura a encontrar en el mismo, fue una fase
ferrita-perlita. Permitiendo explicar e esfuerzo mayor a la cedencia, esto debido
al refinamiento de grano obtenido por bajas entradas de calor y el mecanismo
de precipitación de V y Nb en la fase ferrítica, logrando con ello y en acción
conjunta el refinamiento de grano.
Como parte de la información bibliográfica analizada se identificó la
importancia del control de variables como lo son el voltaje, amperaje, la
velocidad de avance y su impacto específicamente el calor de entrada. Todas
ellas guardan estrecha relación con los fenómenos de precipitación y
refinamiento de grano.
Hanggang Dang y colaboradores (24) en 2010, advirtieron la importancia del
efecto que tiene el control del calor de entrada a nivel microestructural, ya que
les fue posible disminuir la aparición de fases martensítica por bainíticas,
mejorando con ello las propiedades mecánicas de un acero HSLA, unido
mediante proceso GTAW.
Por otra parte, R.R Thridandapani y colaboradores (50) en el 2006,
realizaron una caracterización casi similar a la ferrita-perlita sobre la resistencia
a la cedencia en su microestructura, encontrando que los elementos
microaleados como él Ni y T actúan como agentes de precipitación en estos
materiales, migrando al límite de grano favoreciendo su refinamiento, lo anterior
se encuentra en congruencia con los estudios previamente mencionados.
60
Con la evidencia encontrada en los trabajos de investigación que abordan el
estudio de los aceros HSLA unidos mediante GTAW, fue posible la
identificación de las variables a controlar, y los parámetros para realizar en
unión es a tope con penetración completa y con el antecedente de la evidencia
del logro de la conservación o mejora de las propiedades mecánicas de los
materiales de estudio.
Las repercusiones de estos trabajos como antecedente en los procesos de
manufactura de TWB, para la industria automotriz permitirán una mayor
comprensión del impacto que tienen los parámetros en el calor de entrada
aplicado en el proceso y de cómo éste influye en la precipitación y el
refinamiento de grano, logrando incrementar el límite de cedencia de este
material permitiendo la realización de proceso de estampado posterior a la
soldadura con mayor rango de seguridad en el desempeño de los aceros DDS .
61
CAPÍTULO 4
CASO DE ESTUDIO
Este caso de estudio se llevó en dos etapas. La primera etapa consistió en
la realización de pruebas en uniones de material DDS acero avanzados con
espesores de 2.5 mm a diferentes parámetros y con combinación de una y dos
pasadas, con el fin de determinar la soldadura con penetración completa.
Posteriormente se utilizaron los parámetros adecuados obtenidos de la primera
etapa para realizar una segunda etapa llevada a cabo en un cupón de material
DDS con espesor de 2.5 mm y obtener las probetas en base a las normas E8,
E190 y E384 y determinar la factibilidad en las propiedades mecánicas. En las
pruebas de Tensión, doblez y dureza.
62
ETAPA I
En la realización de este proyecto se utilizó acero con designación ASTM A
1008, conocidos como DDS (aceros para troquelados profundos) con espesor
de 2.5 mm. Como propiedades mecánicas se puede mencionar que cuenta con
un esfuerzo a la cedencia de 115 a 200 MPa. Los datos de la composición
química del acero DDS se obtuvieron en el laboratorio de COMIMSA, en la
Tabla 8 se muestran los porcentajes en peso (e.p) de cada elemento.
Tabla 8
Tabla 8. Composición química de acero DDS, (33) .
Composición química (% e.p.)
C S Mn P Si Cr Ni Mo Cu V Nb Ti W
0.07 0.003 0.29 0.011 0.03 0.05 <0.04 <0.01 0.048 <0.004 <0.004 0.006 <0.002
4.1 Pruebas preliminares
Se realizaron pruebas preliminares para obtener una referencia en función
de los parámetros establecidos, basados en las variables analizadas en el
estado del arte y posteriormente llevadas a la práctica al material. Las variables
definidas en el estudio fueron: amperaje, voltaje, velocidad de desplazamiento,
de esta manera y utilizando como ecuación 𝐸 =𝑛∗𝑉∗𝐼
𝑣 (Ver tema 2.6), se
determina el calor de entrada para una correcta unión de soldadura.
4.1.1 Preparación y Tipo de unión
La unión fue a tope se realizó en función del espesor de la lámina de acero
a unir, el cual es de 2.5 mm de espesor, en base a la norma AWS D 1.1/D1.1M,
Sección 3. La designación de la unión fue B-P1a en la Figura 4. 1 se muestra
el detalle del diseño.
63
Nota: El diseño de unión empleado fue a tope y sin respaldo (abertura de la
raíz R igual a 0 mm).
Figura 4. 1 Diseño de unión a tope (51).
4.1.2 Sistema de sujeción
En la realización de las uniones es a tope, se utilizó un sistema de sujeción
para la reducción de distorsión generada por las tensiones internas
ocasionadas por el ciclo térmico, como se muestra en la Figura 4. 2.
Figura 4. 2 Proceso de sujeción para unión con GTAW.
64
65
La Tabla 10, muestra los componentes que se emplearon en el sistema de
sujeción para la unión del material de estudio mediante GTAW.
Tabla 10. Componentes de sistema de sujeción.
4.1.3 Preparación para caracterización de muestra pre-eliminar
La preparación de la muestra se llevó a cabo de la siguiente manera:
a) Soldadura con penetración completa.
b) Cortar una sección.
c) Montaje con baquelita
d) Desbaste y gradualmente se pasó por las lijas con número de grano
120, 240, 400 y 600.
e) Caracterización en microscopio óptico
f) Pulido con paño a 200 rpm humectando con alcohol y utilizando
pasta de 3µm, según la necesidad del pulido se reduce la pasta a
1.25µm, y ataque con nital al 5% para mostrar las fases como se
muestra en la Figura 4. 3
66
Figura 4. 3 Proceso metalográfico para la determinación de fases de un acero DDS
designación A1008, a) soldadura con penetración completa, b) cortar una sección, c)
montaje con baquelita, d) desbaste, e) microscopio óptico, f) pulido y ataque con nital
5%.
4.1.4 Ensayo pre-eliminar microdureza Vickers
El perfil de microdureza fue realizado con equipo emco test Durascan
utilizando una carga de 0.200 kg, como se muestra en la Figura 4. 4. La
cantidad de indentaciones fue de 15, partiendo del borde del metal base (MB),
zona afectada por el calor (ZAC) de ambos lados, así como la zona de fusión
(ZF) hacia adentro del metal base tomando como punto de inicio el borde; las
dimensiones en las que se realizaron las indentaciones fueron de 0.5 mm, la
siguiente de 1.0 mm y por ultimo 1.5 mm. Los resultados se muestran en el
apartado 4.3
67
Figura 4. 4 Microdurometro Vickers emco test Durascan.
4.1.5 Caracterización por macroataque
La caracterización realizada a la sección de soldadura transversal obtenida
en las pruebas preliminares, mostró las siguientes zonas: a) metal base (MB)
de acero avanzado DDS designación A 1008, b) para la zona afectada por el
calor (ZAC) presenta un refinamiento de grano, c) así como un grano grueso en
la zona de fusión (ZF). Como se muestra en la Figura 4. 5.
Figura 4. 5 Macrografía de muestra de sección de soldadura transversal.
68
4.1.6 Tamaño de grano en muestras preliminares
La determinación del tamaño de grano fue por el método comparativo en
base a la norma ASTM E-112. Donde en el metal base (MB) el cual muestra un
número de grano G9 el cual es de un tamaño de 15.9 µm, en la zona afectada
por el calor (ZAC) presenta un número de grano G7.5 su equivalencia es 26.7
µm y en la zona de la soldadura (ZF) presenta un tamaño de grano G3
equivalente a 127 µm, como se muestra en Figura 4.6. La comparación se
puede observar mediante la ASTM E-112 carta tamaño de grano placa 1B,
como se muestra en la Figura 4.7.
Figura 4.6 Micrografía a 100X 100 µm de tamaño de grano en las diferentes zonas:
MB G9, ZAC G7.5 y ZF G3.
Figura 4.7 Carta tamaño de grano placa 1B ASTM E-112.
69
ETAPA II
4.2 Experimentación de cupón
Los resultados preliminares obtenidos en el apartado 4.5 de esta
monografía, se aplicaron posteriormente a un cupón de acero DDS con
designación ASTM A1008 en la especificación estándar, el cual fue cortado en
tres secciones para su posterior caracterización metalográfica mediante
microscopia óptica a diferentes magnitudes, desde 5x hasta 100x para obtener
la microestructura, el ataque químico fue con nital al 5% esto con la finalidad de
observar la forma del grano y determinar la dirección de la laminación, para
posteriormente soldar de manera transversal a la dirección de rolado en función
de la norma ASTM E8/E8M. El cupón fue diseñado en base a la norma AWS
D1.1 para finalmente maquinar las probetas bajo medida (subsize).
70
4.2.1 Preparación de muestras
En la Figura 4. 8 se muestra el procedimiento a detalle de la elaboración de
las muestras, así como la determinación de la laminación por medio de
microscopio óptico y la observación de la deformación plástico ocasionado por
el rolado de la lámina.
Figura 4. 8 Procedimiento para determinación de dirección de laminación.
En la Figura 4. 9 Las micrografías obtenidas en la preparación de las
muestras, muestran para la sección 1 un grano poligonal homogéneo de ferrita
con perlita en el límite de grano y en la sección 2 se observa una deformación
plástica de los granos de ferrita los cuales son alargados a consecuencia las
siguientes etapas: recuperación, recristalización y crecimiento de grano, como
se presenta en la Figura 4.10 en el proceso de laminado en frío. Este método
ayudo a determinar la dirección de la laminación (Ver Figura 4. 8).
71
Figura 4. 9 1) Micrografía tomada a 200X 100 µm de un acero microaleado DDS con
matriz poligonal y perlita en los límites de grano. 2) Micrografía tomada a 200X 100 µm
con matriz ferrítica y perlita en los límites e grano se observa un grano alargado causado
por la deformación plástica del proceso de laminación.
Figura 4.10 Efecto del recocido en los cambios sobre la estructura y las propiedades
mecánicas de un metal trabajado en frío (39).
72
4.2.2 Sistema de sujeción
En función de la metodología preliminar se realizaron tres uniones a tope a
tres secciones, se utilizó un sistema de sujeción para la reducción de distorsión
por efecto de la entrada de calor, como se muestra en la Figura 4. 11 y los
componentes que intervinieron en este sistema se enlistan en la Tabla 11.
Figura 4. 11 Proceso de sujeción para unión con GTAW.
73
Tabla 11. Componentes de sistema de sujeción.
4.2.3 Caracterización de muestra de cupón
La preparación de la muestra se llevó a cabo de la siguiente manera;
obtenida la muestra con a) soldadura con penetración completa, la siguiente
operación fue b) cortar una sección, ya obtenida la sección se llevó a el área
para el c) montaje con baquelita posteriormente se llevó con el equipo
spectrum system 1000 d) el desbaste se logró gradualmente con el uso de lijas
con número de grano 400, 600 y 1200 por observación se determinó la
disminución de las líneas de desbaste, se llevó al e) microscopio óptico para
observar el avance en el desbaste, posteriormente se lleva a el área de f)
pulido a mano utilizando silica para obtener un acabado espejo sin ralladuras,
asimismo se llevó la muestra a g) atacar con nital al 5% para revelar las fases
como se muestra en la Figura 4. 12.
74
Figura 4. 12 Proceso metalográfico para sección de soldadura de cupón.
4.2.4 Ensayo microdureza Vickers
El perfil de microdureza fue realizado con equipo emco test Durascan
utilizando una carga de 0.200 kg, como se muestra en la Figura 4. 13 La
cantidad de indentaciones fue de 15, partiendo del borde del metal base (MB),
zona afectada por el calor (ZAC) de ambos lados, así como la zona de fusión
(ZF) hacia adentro del material base tomando como punto de inicio el borde;
las dimensiones en las que se realizaron las indentaciones fue de 0.5 mm, la
siguiente de 1.0 mm y por último 1.5 mm sobre la muestra de una sección
transversal de soldadura tomada del cupón, asimismo partiendo del borde de la
soldadura a 0.5 mm en el centro de la ZF hacia ZAC 3.5 mm y del centro de la
ZF hacia MB de 5 mm como se muestra en la Figura 4. 14 en base a la norma
ASTM E384.
75
Figura 4. 13 Microdurometro Vickers emco test Durascan.
Figura 4. 14 Muestra de soldadura transversal obtenida del cupón, indentación con
microdurómetro Vickers a 0.200 kgf de carga, cantidad de indentaciónes 15, escala en
milímetros.
4.2.5 Tamaño de grano de muestra cupón
La determinación del tamaño de grano fue por el método comparativo en
base a la norma ASTM E-112. Donde el metal base (MB) muestra un número
de grano G9 el cual es de un tamaño de 15.9 µm, en la zona afectada por el
calor (ZAC) presenta un número de grano G7.5 su equivalencia es 26.7 µm y
en la zona de la soldadura (ZF) presenta un tamaño de grano G3 con
equivalencia de 127 µm, como se muestra en Figura 4. 15. La comparación se
76
puede observar mediante la ASTM E-112 carta tamaño de grano placa 1B,
como se muestra en la Figura 4. 16.
Figura 4. 15 Micrografía a 200 x 100 µm de tamaño de grano en las diferentes zonas:
MB G9, ZAC G7.5 y ZF G3.
Figura 4. 16 Carta tamaño de grano placa 1B ASTM E-112.
4.2.6 Fases y microestructura en la soldadura
En la Figura 4. 17. Se muestra el diagrama de equilibrio y la curva de
enfriamiento esquemática en función de la cantidad de carbono del acero
avanzado DDS. En el diagrama se observa las diferentes transformaciones
77
morfológicas que experimentaron, los componentes soldados. Esta
representación gráfica fue basada en la literatura para analizar los cambios
morfológicos en la soldadura función de la temperatura (39) (52).
En el proceso de soldadura se desarrollan ciclos térmicos, en este proceso se
producen cambios microestructurales en el material soldado (52). Dependiendo
de estos cambios, la zona de la soldadura suele dividirse en tres zonas: zona
de fusión (ZF), zona afectada por el calor (ZAC) y material base (MB). El
comportamiento microestructural para el acero DDS unido mediante proceso
GTAW autógena se presentó de la siguiente manera: en la zona de fusión(ZF),
las temperaturas pico que se alcanzan son superiores a la temperatura de
liquidus (1585°C), por lo que al descender la temperatura y pasar por la
interfase delta liquidus (1575°C) se presentó una zona afectada por el calor
parcialmente fundida (ZACPF), esta región se encuentra en ferrita delta δ y
liquidus, en la zona afectada por el calor de crecimiento de grano (ZACCG) se
obtuvo una microestructura de ferrita acicular la cual se formó al interior de los
granos de austenita durante el proceso de enfriamiento. Para el caso de la
zona afectada por el calor de recristalización (ZACRC), con temperaturas entre
890°C en la línea A3 y 1430°C presentando un refinamiento de grano en el
intervalo de la zona fase delta δ y gamma γ con temperaturas pico entre 723
y 1430°C; asimismo se experimentó en la zona afectada por el calor de
transformación parcial (ZACTP), con temperaturas pico entre A1 y A3; y por
último en la zona afectada por el calor subcrítica (ZACSC) presente en la
transición de la zona afectada por el calor a el metal base (MB). Para el caso
de los aceros, el refinamiento de grano se presenta entre 1430 a 723°C, en el
MB no se observan cambios microestructurales, debido a que las temperaturas
pico que se alcanzan son inferiores a la temperatura crítica de transformación
A1 el cual se presenta a la temperatura menores de 723°C, presentando una
microestructura ferrita – perlita para aceros avanzados DDS, la composición
química del acero DDS analizado cuenta con un % de carbono de 0.07.
78
Figura 4. 17 Distribución de las áreas estructurales de ZAC de acero DDS
designación A1008 unida con GTAW procedimiento autógeno con 0.07% de carbono.
La caracterización realizada a la sección de soldadura transversal obtenida
del cupón, mostró las siguientes fases: a) ferrita-perlita para el metal base (MB)
de acero avanzado DDS designación A 1008, b) para la zona afectada por el
calor (ZAC) presenta un refinamiento de grano, c) así como un grano grueso de
ferrita acicular en la zona de fusión (ZF). Como se muestra en la Figura 4. 18.
Figura 4. 18 Macrografía de muestra de sección de soldadura transversal.
79
4.2.7 Ensayo de tensión y doblez
Se realizaron evaluaciones tanto de tensión como de doblez bajo el código
de soldadura AWS D1.1 2015, la cantidad de dichas probetas fueron 4 de
tensión y 4 de doblez. Previamente fueron maquinadas en base a las
especificaciones ASTM E8/E8M (subsize) para las pruebas de tensión
realizados en equipo TINIUS- OLSEN (30 Ton.) Y ASTM E-190 para las
probetas de doblez en equipo TINIUS- OLSEN (60 Ton.) como se muestra en
la Figura 4. 19.
Figura 4. 19 Probetas maquinadas con soldadura GTAW bajo a) Normas ASTM
E8/E8M
Y b) ASTM E-190.
80
4.3 Etapa I resultados preliminares
Para la obtención de los parámetros preliminares se planearon y
desarrollaron seis pruebas en unión es a tope con el proceso GTAW de manera
manual, a una y dos pasadas con diferentes parámetros modificando el
amperaje.
¡Error! No se encuentra el origen de la referencia. A continuación en la
Tabla 12, se muestran los resultados de las pruebas en base a la relación
variable/parámetro, en la cual se observa diferentes discontinuidades en el
cordón de soldadura y en la unión a tope a diferentes velocidades y amperajes
a una y dos pasadas. En la Tabla 13 se muestra los hallazgos de seis pruebas
preliminares.
Tabla 12. Parámetros preliminares.
No
MuestraAcero Designación
Esp.
(mm)
Proceso de
soldadura
No
PasadasGas
Velocidad de
flujo (L/min)Eficiencia
Amperaje
(A)
Voltaje
(V)
Velocidad de
soldadura
(min/seg)
Calor de
entrada
(KJ/min)
1 DDS ASTM A1008 2.5 GTAW autógena 1 Argón 15 0.75 150 12 2.2 0.614
2 DDS ASTM A1008 2.5 GTAW autógena 1 Argón 15 0.75 85 10 1.27 0.502
3 DDS ASTM A1008 2.5 GTAW autógena 1 Argón 15 0.75 80 11 1.38 0.478
4 DDS ASTM A1008 2.5 GTAW autógena 1 Argón 15 0.75 75 12.5 1.26 0.558
5 DDS ASTM A1008 2.5 GTAW autógena 1 Argón 15 0.75 70 12 0.62 1.016
6 DDS ASTM A1008 2.5 GTAW autógena 2 Argón 15 0.75 65 12 0.56 2.089
81
Tabla 13. Datos preliminares de unión a tope.
4.3.1 Resultados Microdureza Vickers
A continuación, se muestran dos seccione; una transversal y otra
longitudinal las pruebas de dureza se realizaron para la sección transversal en
metal base (MB), zona afectada por el calor (ZAC) y zona de fusión (ZF) y para
la sección longitudinal se realizaron a lo largo del cordón de soldadura.
En la Figura 4. 20 se muestra una sección transversal de soldadura y otra
de manera longitudinal en la cual se realizaron 5 indentaciones, partiendo del
borde de la soldadura a 0.5 mm y una separación de 4.4 mm como se muestra
en la Figura 4. 21, en base a la norma ASTM E384.
82
Figura 4. 20 Muestra preliminar de soldadura transversal, indentación con
microdurómetro Vickers a 0.200 kgf de carga, cantidad de indentaciones 15 escala en
milímetros.
Figura 4. 21 Muestra preliminar de soldadura longitudinal, indentación con
microdurómetro Vickers a 0.200 kgf de carga, cantidad de indentaciones 15
escala en milímetros.
83
Los resultados obtenidos en los perfiles de microdureza Vickers
mencionados en el subtema 4.6, se mencionan a continuación en laTabla 14, la
gráfica se muestra en la Figura 4. 22 para la sección de soldadura transversal.
Tabla 14 perfil de microdureza en soldadura transversal.
Zonas serie N° Puntos Dureza Método Diagonal
Metal base 4
1 174 HV 0,2 46.164
2 170 HV 0,2 46.689
3 157 HV 0,2 48.656
ZAC 2
1 170 HV 0,2 46.689
2 169 HV 0,2 46.820
3 162 HV 0,2 47.869
Soldadura 1
1 208 HV 0,2 42.230
2 193 HV 0,2 43.803
3 189 HV 0,2 44.328
ZAC 3
1 192 HV 0,2 43.934
2 189 HV 0,2 44.328
3 178 HV 0,2 45.639
Metal base 5
1 182 HV 0,2 45.115
2 164 HV 0,2 47.607
3 161 HV 0,2 48.000
84
Figura 4. 22 Gráfica de sección preliminar, comportamiento de microdureza Vickers
(HV) en MB, ZAC y ZF.
En la Tabla 15 se presenta el comportamiento de la microdureza Vickers en
una sección de longitudinal con una dimensión de 22 mm sobre el cordón de
soldadura, el cual como se observa en la Figura 4. 23, el cual presenta una
dureza promedio de 119.86 HV 0.2
Tabla 15 Microdureza de soldadura longitudinal.
Zonas N° Puntos
Dureza longitudinal
Método Diagonal Serie1 Serie 2 Serie 3 Serie 4 Prom
Soldadura 1 128 124 123 125.00 HV 0,2 54.951
Soldadura 2 122 122 123 122.33 HV 0,2 54.951
Soldadura 3 116 120 123 119.67 HV 0,2 54.951
Soldadura 4 117 118 122 119.00 HV 0,2 55.213
Soldadura 5 116 108 116 113.33 HV 0,2 56.526
85
Figura 4. 23 Gráfico representativo de microdureza vickers en zona de soldadura de
manera longitudinal.
4.4 Etapa II resultados experimentacion cupón
4.4.1 Parámetros de proceso de soldadura
A continuación, se presenta la información obtenida de parámetros
utilizados sobre tres secciones de soldadura a media penetración por ambos
lados. Ver Tabla 16
86
Las secciones de soldadura realizadas en el cupón seccionado se muestran
en la Figura 4. 24¡Error! No se encuentra el origen de la referencia., la
sección 1 y 3 se utilizaron para el maquinado de la pruebas de doblez en base
a la norma E-190 y la sección 2 se tomó para maquinado de las probetas de
tensión en base a la norma E8/E8M.
Tabla 16 Parámetros en cupón de soldadura.
No
Mu
estr
a
Acero
Desig
nació
n
Esp
.(m
m)
Pro
ces
o d
e
So
ldad
ura
No
Pas
ad
as
Gas
Velo
cid
ad
de
flu
jo (
L/m
in)
Efi
cie
ncia
del
arc
o %
Am
pera
jes
(A)
Vo
lt a
jes (
V)
Velo
cid
ad
de
so
ldad
ura
(mm
/seg
)
Calo
r d
e
en
tra
da
(KJ/m
m)
1 DDS ASTM A1008
2.5 GTAW autógena
2 Argón 15 0.75 65 12 0.6384 1.84
2 DDS ASTM A1008
2.5 GTAW autógena
2 Argón 15 0.75 65 10 0.7163 1.36
3 DDS ASTM
A1008 2.5
GTAW
autógena 2 Argón 15 0.75 65 11 0.9811 1.1
Figura 4. 24. Secciones unidas de manera transversal, para realizar las probetas de
doblez y tensión.
87
4.4.2Resultados microdurezas Vickers
Los resultados obtenidos en el perfil de microdureza Vickers mencionados
en el subtema 4.9.1, se muestran a continuación en la Figura 4. 25 se presenta
el comportamiento de la microdureza Vickers, en la sección transversal.
Figura 4. 25 Gráfica de comportamiento de microdureza Vickers en MB, ZAC y ZF.
88
Tabla 17 Microdureza de soldadura transversal.
Zonas serie N° Puntos Dureza Método Diagonal
Metal base (MB)
4
1 113 HV 0,2 57.311
2 118 HV 0,2 56.000
3 115 HV 0,2 56.787
Zona afectada por
el calor (ZAC)
2
1 125 HV 0,2 54.426
2 119 HV 0,2 55.740
3 123 HV 0,2 54.821
Zona de fusión
Soldadura (ZF)
1
1 180 HV 0,2 45.377
2 170 HV 0,2 46.689
3 161 HV 0,2 48.000
Zona afectada por
el calor (ZAC)
3
1 119 HV 0,2 55.738
2 131 HV 0,2 53.246
3 125 HV 0,2 54.557
Metal base (MB)
5
1 114 HV 0,2 56.918
2 116 HV 0,2 56.525
3 116 HV 0,2 56.525
4.5Resultados pruebas de tensión
Los resultados obtenidos en el ensayo de resistencia a la tensión fueron
realizados en equipo TINIUS - OLSEN (30 Ton.). Ver Figura 4. 26, las probetas
se muestran en la Figura 4. 27.
89
Figura 4. 26 Equipo TINIUS - OLSEN (30 Ton.).
Figura 4. 27 Probetas de tensión después de prueba.
90
A continuación se muestran en la Tabla 18 los resultados obtenidos en las
pruebas de tensión para cada probeta, el cual el estudio reveló un porcentaje
en promedio de Alargamiento de 14.17 % en la fractura y la resistencia a la
cedencia en de 255.24 MPa, la fractura se presentó en el metal base, en la
Figura 4. 28 se observa las gráficas mostrando el comportamiento de cada
probeta (ver apéndice).
Tabla 18. Ensayo de resistencia a la tensión ASTM E8/E8M 2013 código D1.1
91
Figura 4. 28 Diagramas esfuerzo-deformación, comportamiento en material DDS en
pruebas de tensión.
92
4.6 Resultados pruebas doblez
Los resultados obtenidos en el ensayo de doblez se muestra a continuación
en la Figura 4.29, asimismo, el aspecto final del doblez. Como se muestra en la
Figura 4.30.
Figura 4.29 Equipo TINIUS - OLSEN (60 Ton.).
Figura 4.30 Probetas de doblez después de prueba.
93
A continuación se muestran los resultados en la Tabla 19 en el cual el
estudio revelo una sanidad en la soldadura sin discontinuidades en áreas de
soldadura expuesta.
Tabla 19. Ensayo de doblez: AWS D1.1.
Aceros DDS con soldadura
Prueba tipo
Zona Punzón
mm Observaciones
Doblez Cara 1 50.8 Sin discontinuidades superficial en área de soldadura expuesta
Doblez Cara 1a 50.8 Sin discontinuidades superficial en área de soldadura expuesta
Doblez Cara 2 50.8 Sin discontinuidades superficial en área de soldadura expuesta
Doblez Cara 2a 50.8 Sin discontinuidades superficial en área de soldadura expuesta
94
CAPÍTULO 5
CONCLUSIONES
Partiendo de los objetivos planteados en esta monografía, fue posible la
integración de un documento que compila información sobre el estado del arte
en lo referente a TWB, así como la información obtenida en el desarrollo del
caso de estudio. A continuación, se destacan los aspectos relevantes y a
manera de conclusión tanto de la revisión bibliográfica como del caso de
estudio realizado:
• Existen dentro de la bibliografía consultada, información enfocada a
comprender y controlar el efecto generado en el Calor de entrada
producido por las variables como: voltaje, amperaje, velocidad de
desplazamiento, y eficiencia del arco en el proceso GTAW autógeno y el
efecto en el refinamiento de grano, impactando en las propiedades
mecánicas mayor resistencia a la cedencia.
95
De acuerdo con el caso de estudio:
• En la unión de aceros DDS designación A 1008 en la especificación
estándar en espesores de 2.5 mm, fue posible concluir que, a bajas
entradas de calor, es posible soldar y obtener penetración completa a
dos pasadas sin que haya una disminución en las propiedades
mecánicas, mediante procesos GTAW de manera autógena (sin aporte
de material), siempre que se tenga un control efectivo de las variables.
• De acuerdo a la información consultada, el calor de entrada debe estar
en los rangos de 1.1 KJ/mm a 1.84 KJ/mm y éste debe estar
directamente relacionado con el espesor del material a unir (en el caso
particular 2.5 mm) de la misma manera en el control de la velocidad de
desplazamiento 0.8 mm/seg.
• Se determina que la presencia de elementos aleantes como: vanadio
(V), Aluminio (Al) y Titanio (TI) da lugar a un refinamiento de grano y su
interacción con la ferrita por medio de los fenómenos de precipitación
que tienen lugar al límite de grano.
• Finalmente, y derivado del bajo contenido de carbono (C) presente en el
metal base (0.06%), se puede explicar la formación de perlita en la
microestructura del material de estudio.
• El bajo contenido de carbono (C) provee mayor ductilidad en los aceros
avanzados DDS designación A 1008 para estampado profundo, lo
anterior verificado en la prueba de tensión con una resistencia en
promedio en el último esfuerzo a la tensión de 589.75 MPa, así como en
el punto de ruptura de 355.25 MPa.
• Los resultados obtenidos en la prueba de tensión fueron realizados con
la norma ASTM E-112, dio positivos con una resistencia a la cedencia de
96
438 MPa, y rompiendo en metal base. El tamaño de grano en metal
base (MB) fue de G9 el cual es de un tamaño de 15.9 µm, Zona de la
soldadura (ZF) presenta un tamaño de grano G3 con equivalencia de
127 µm. La zona afectada por el calor (ZAC) el cual se fue de G 7.5
equivalente a 26.7 µm.
• Los resultados en la prueba de doblez, fue aceptable basado en la
norma ASTM E-190, presentando una sanidad en la soldadura, Sin
discontinuidad superficial en área de soldadura expuesta.
• La caracterización conducida mediante microscopía óptica, muestran
una microestructura ferrítica – perlítica, los valores de microdureza
confirman esta composición, ya que se mantiene entre los 113 HV y los
118 HV, valores que son característicos de los aceros HSLA reportados
como metal base (MB), para la zona afectada por el calor (ZAC)
presento 123.6 HV y en la zona de fusión (ZF) 170.33 HV.
97
RECOMENDACIONES
Con el fin de contar con más elementos que permitan el desarrollo y la
aplicación de soldadura GTAW sin aporte en la industria automotriz y la
aeroespacial, se recomienda considerar los aspectos que se describen a
continuación.
Desarrollar una investigación experimental que involucre los procesos
semiautomáticos para el control de parámetros, tales como: velocidad de
avance, voltaje, amperaje y su relación con los tiempos de unión.
Así mismo, es importante señalar que para los procesos industriales que
realizan manualmente, la experiencia y habilidad de los soldadores es crucial
para los resultados por lo que se recomienda que sean soldadores certificados,
como exige la norma AWS D 1.1.
98
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5.
104
LISTA DE TABLAS
Tabla 1. Tipos procesos de soldadura (9). ................................................. 11
Tabla 2. Ventajas y desventajas del proceso LBW (13). ............................. 14
Tabla 3. Ventajas y desventajas del proceso GTAW (21). .......................... 17
Tabla 4. Lista de parámetros ....................................................................... 22
Tabla 5. Promedio de evaluación de microdureza con diferentes gases (23).
......................................................................................................................... 26
Tabla 6 Composiciones usadas en los Estados Unidos. Aceros
microaleados de segunda generación (32). ..................................................... 29
Tabla 7. Elementos de aleación (32). .......................................................... 34
Tabla 8. Composición química y usos de acero DDS (33). ......................... 38
Tabla 9. Técnica de ensayo de dureza (39). ............................................... 53
Tabla 10. Componentes de sistema de sujeción. ........................................ 64
Tabla 11. Componentes de sistema de sujeción. ........................................ 72
Tabla 12. Parámetros preliminares. ............................................................ 79
Tabla 13. Datos preliminares de unión a tope. ............................................ 80
Tabla 14 perfil de microdureza en soldadura transversal. ........................... 82
Tabla 15 Microdureza de soldadura longitudinal. ........................................ 83
Tabla 16 Parámetros en cupón de soldadura.............................................. 85
Tabla 17 Microdureza de soldadura transversal.......................................... 87
Tabla 18. Ensayo de resistencia a la tensión ASTM E8/E8M 2013 código
D1.1 .................................................................................................................. 89
Tabla 19. Ensayo de doblez: AWS D1.1. .................................................... 92
105
LISTA DE FIGURAS
Figura 2. 1 Cuerpo de porsche cayanne, composición de materiales en la
estructura (8) ...................................................................................................... 8
Figura 2. 2 Esquema típico de generación de haz láser (17). ..................... 13
Figura 2. 3 Proceso de soldadura con electrodo no consumible de tungsteno
(15). .................................................................................................................. 15
Figura 2. 4 Soldadura de arco con gas protector y electrodo de tungsteno:
(a) proceso general (15). .................................................................................. 17
Figura 2. 5 Efecto de la polaridad en GTAW configuración de soldadura
cuando se usa corriente directa (14). ............................................................... 18
Figura 2. 6 Polaridades en el proceso de soldadura GTAW (15). ............... 19
Figura 2. 7 Predicción de los modos de deformación (a) longitudinal (b) fuera
de plano y (c) transversal (28). ......................................................................... 23
Figura 2. 8 Esquema de sujeción para experimentos de soldadura TIG (18).
......................................................................................................................... 24
Figura 2. 9 Perfil de cordón de soldadura: a) gas de protección argón ....... 26
Figura 2. 10 Gráfica comparativa de resistencia y ductilidad de los aceros
utilizados en la industria automotriz (12). ......................................................... 30
Figura 2. 11 Tensión (en MPa) contra porcentaje de Alargamientopara
diferentes tipos de aceros y sus aplicaciones en la estructura del cuerpo (8). . 32
Figura 2. 12 Microestructura de ferrita proeutectoide (blanco) .................... 39
Figura 2. 13 Microgrfía ópticas seleccionadas de las muestras de MB y
subregiones encontradas en soldaduras de aceros HSLA. .............................. 41
Figura 2. 14 Macrografía en sección transversal de la unión soldada con
pasada múltiple (36). ........................................................................................ 42
Figura 2. 15 Distribución de las áreas estructurales de ZAC de acero de baja
aleación en función de la temperatura, en relación con el equilibrio de fases de
hierro-carbono (38). .......................................................................................... 43
Figura 2. 16 Microestructura ferrita (α) a 100 X (40). .................................. 44
Figura 2. 17 Microestructura de un acero eutectoide enfriado lentamente. La
microestructura está formada por perlita eutectoide laminar. La fase que
106
aparece oscura en el grabado es cementita y la fase blanca es ferrita.
(Grabado: picral; amplificación 650×.) (39). ..................................................... 45
Figura 2. 18 Ferrita acicular desarrollada con 0.06%C, 1.37 % Mn, 0.17%
Mo, 0.0028% B, 0.027%Ti, soldadura con arco sumergido, enfriamiento
continuo (42). ................................................................................................... 46
Figura 2. 19 Método de prueba resistencia a la tensión en un espécimen
(45). .................................................................................................................. 49
Figura 2. 20 Se presentan las curvas tensión – deformación en aceros bajo
carbono, ultra bajo carbono y en hojas de acero microaleado en varias
velocidades de deformación (a) acero bajo carbono (b) ultra bajo carbono y
acero microaleado ( SR= Velocidad de deformación (46). ............................... 50
Figura 2. 21 Normalizado de tencion a la cedencia ( tensión a la cedencia en
varias velocidades de deformacion divididas por la tensión a la cedencia de
0.0007 s-1) de bajo carbono, ultra bajo carbono y hojas de acero microaleado
en varias velocidades de deformación (46). ..................................................... 51
Figura 2. 22 Influencia de diferentes condiciones de enfriamientos en la
resistencia a la cedencia y ductilidad. La barra de error en la figura indica el
rango de variación de las propiedades mecánicas (35). .................................. 52
Figura 2. 23 Muestras de prueba de flexión (a) antes de la prueba y (b)
después de la prueba (26)................................................................................ 54
Figura 2. 24 Técnicas de caracterización de materiales. ............................ 55
Figura 2. 25 Modo de magnificación en microscopia óptica (40). ................ 56
107
LISTA DE FIGURA
Figura 4. 1 Diseño de unión a tope (51). ..................................................... 63
Figura 4. 2 Proceso de sujeción para unión con GTAW. ............................. 63
Figura 4. 3 Proceso metalográfico para la determinación de fases de un
acero DDS designación A1008, a) soldadura con penetración completa, b)
cortar una sección, c) montaje con baquelita, d) desbaste, e) microscopio
óptico, f) pulido y ataque con nital 5%. ............................................................. 65
Figura 4. 4 Microdurometro Vickers emco test Durascan. ........................... 66
Figura 4. 5 Macrografía de muestra de sección de soldadura transversal. . 66
Figura 4.6 Micrografía a 100X 100 µm de tamaño de grano en las diferentes
zonas: ............................................................................................................... 67
Figura 4.7 Carta tamaño de grano placa 1B ASTM E-112. ......................... 67
Figura 4. 8 Procedimiento para determinación de dirección de laminación. 69
Figura 4. 9 1) Micrografía tomada a 200X 100 µm de un acero microaleado
DDS con matriz poligonal y perlita en los límites de grano. 2) Micrografía
tomada a 200X 100 µm con matriz ferrítica y perlita en los límites e grano se
observa un grano alargado causado por la deformación plástica del proceso de
laminación. ....................................................................................................... 70
Figura 4.10 Efecto del recocido en los cambios sobre la estructura y las
propiedades mecánicas de un metal trabajado en frío (39).............................. 70
Figura 4. 11 Proceso de sujeción para unión con GTAW. ........................... 71
Figura 4. 12 Proceso metalográfico para sección de soldadura de cupón. . 73
Figura 4. 13 Microdurometro Vickers emco test Durascan. ......................... 74
Figura 4. 14 Muestra de soldadura transversal obtenida del cupón,
indentación con microdurómetro Vickers a 0.200 kgf de carga, cantidad de
indentaciónes 15, escala en milímetros............................................................ 74
Figura 4. 15 Micrografía a 200 x 100 µm de tamaño de grano en las
diferentes zonas: .............................................................................................. 75
Figura 4. 16 Carta tamaño de grano placa 1B ASTM E-112. ...................... 75
108
Figura 4. 17 Distribución de las áreas estructurales de ZAC de acero DDS
designación A1008 unida con GTAW procedimiento autógeno con 0.07% de
carbono. ........................................................................................................... 77
Figura 4. 18 Macrografía de muestra de sección de soldadura transversal. 77
Figura 4. 19 Probetas maquinadas con soldadura GTAW bajo a) Normas
ASTM E8/E8M .................................................................................................. 78
Figura 4. 20 Muestra preliminar de soldadura transversal, indentación con
microdurómetro Vickers a 0.200 kgf de carga, cantidad de indentaciones 15
escala en milímetros......................................................................................... 81
Figura 4. 21 Muestra preliminar de soldadura longitudinal, indentación con
microdurómetro Vickers a 0.200 kgf de carga, cantidad de indentaciones 15 .. 81
Figura 4. 22 Gráfica de sección preliminar, comportamiento de microdureza
Vickers (HV) en MB, ZAC y ZF. ........................................................................ 83
Figura 4. 23 Gráfico representativo de microdureza vickers en zona de
soldadura de manera longitudinal. ................................................................... 84
Figura 4. 24. Secciones unidas de manera transversal, para realizar las
probetas de doblez y tensión. ........................................................................... 85
Figura 4. 25 Gráfica de comportamiento de microdureza Vickers en MB,
ZAC y ZF. ......................................................................................................... 86
Figura 4. 26 Equipo TINIUS - OLSEN (30 Ton.). ......................................... 88
Figura 4. 27 Probetas de tensión después de prueba. ................................ 88
Figura 4. 28 Diagramas esfuerzo-deformación, comportamiento en material
DDS en pruebas de tensión. ............................................................................ 90
Figura 4.29 Equipo TINIUS - OLSEN (60 Ton.)........................................... 91
Figura 4.30 Probetas de doblez después de prueba. .................................. 91
109
APÉNDICE
110
111
112
113
114
115
116
117
118
