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TEMA 2.22 SOLDEO ENTRE MATERIALES
DISIMILARES
IWE–MÓDULO 2
En la elaboración de este texto han colaborado:
D. Charles Vega Schmidt
SOLICITUD DE COLABORACIÓN: MEJORA DE LA CALIDAD CESOL agradecerá la comunicación de las posibles erratas que puedan aparecer en el texto.
Dicha información podrá remitirse a: [email protected]
Este texto es propiedad integrar de la Asociación Española de Soldadura y Tecnologías de Unión, en adelante CESOL.
Queda terminantemente prohibida cualquier reproducción del mismo sin autorización expresa por parte de CESOL.
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Módulo II. Tema 2.22 Soldeo entre materiales disimilares
III
ÍNDICE
1. FUNDAMENTOS ................................................................................................................................... 1
1.1. UNIÓN BLANCO CON NEGRO........................................................................................................................ 1
1.2. REQUISITOS DEL SOLDEO DE ACEROS DE BAJA ALEACIÓN ..................................................................................... 2
1.2.1. Precalentamiento y control de la temperatura entre pasadas. ..................................................... 2
1.2.1.1. El carbono equivalente: .......................................................................................................... 3
1.2.2. Rango favorable del tiempo t8/5..................................................................................................... 3
1.2.3. Proceso de soldeo y sus parámetros. ............................................................................................. 4
1.2.4. Selección del material de aportación. ............................................................................................ 4
1.2.5. Tratamiento térmico post soldeo. ................................................................................................. 4
1.3. REQUISITOS DEL SOLDEO DE ACEROS DE ALTA ALEACIÓN ..................................................................................... 4
1.3.1. Soldeo de aceros austeníticos ........................................................................................................ 4
2. USO DE LOS DIAGRAMAS SCHAEFFLER Y DE LONG PARA EL SOLDEO DE METALES DISÍMILES .............. 5
2.1. DIAGRAMA WCR. ..................................................................................................................................... 6
2.1.1. Medición de la ferrita. ................................................................................................................... 7
2.2. RELACIÓN DEL DIAGRAMA DELONG CON EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER................................................................. 8
2.3. ESTRUCTURAS EN EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER .............................................................................................. 8
2.3.1. Determinar el equivalente cromo y níquel del metal base y de aporte para situarlos en el
diagrama. ................................................................................................................................................ 9
2.3.2. Trazar el segmento que une ambas partes. .................................................................................. 9
2.3.3. Conseguir medidas representativas de la dilución relativa entre metal base, metal de aporte. ... 9
3. SELECCIÓN DE PROCESOS DE SOLDEO. ................................................................................................ 9
4. EFECTOS DE LA DILUCIÓN ................................................................................................................... 10
4.1. DILUCIÓN Y PROCESOS DE SOLDEO ............................................................................................................... 10
4.2. DILUCIÓN EN LAS UNIONES DISÍMILES ........................................................................................................... 11
4.3. RANGO DE DILUCIÓN PARA DIFERENTES PROCESOS DE SOLDEO .......................................................................... 12
5. CONSUMIBLES .................................................................................................................................... 12
6. PROBLEMAS DE SOLDABILIDAD Y MEDICIONES (FORMACIÓN DE COMPUESTOS INTERMETÁLICOS,
DIFUSIÓN DE CARBONO) ......................................................................................................................... 14
6.1. LA INTERFASE EN LA CONDICIÓN DE SOLDADURA ............................................................................................. 15
6.2. LA INTERFASE TRAS EL TRATAMIENTO TÉRMICO DE POSTSOLDADURA .................................................................. 15
7. APLICACIONES TÍPICAS ....................................................................................................................... 17
8. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ACERO AL CARBONO ................................................................... 17
8.1. CLASIFICACIÓN DE LAS UNIONES DISÍMILES EN FUNCIÓN A LOS REQUISITOS DE SERVICIO .......................................... 18
8.1.1. Uniones blanco con negro del grupo I ......................................................................................... 18
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8.1.2. Uniones B/N del grupo II .............................................................................................................. 19
8.1.3. Uniones B/N del grupo III ............................................................................................................. 19
8.2. EJEMPLOS EN EL DIAGRAMA DE SCHAEFFLER. ................................................................................................. 20
8.2.1. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo
1,4370. ................................................................................................................................................... 20
8.2.2. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo
básico AWS A5,9 E 309L. ........................................................................................................................ 21
8.3. CONSUMIBLES DE ALEACIONES NI-CR-FE ...................................................................................................... 22
8.3.1. Interfase ....................................................................................................................................... 22
9. UNIONES DE ALEACIONES DE COBRE-NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO / ACERO INOXIDABLE ......... 25
10. UNIONES DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACERO AL CARBONO. .................................................... 29
11. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ALEACIONES DE COBRE ............................................................. 30
12. UNIONES DE ACERO CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO .................................................. 32
13. UNIONES DE COBRE CON ALUMINIO / ALEACIONES DE ALUMINIO. ................................................. 34
14. UNIONES DE NÍQUEL CON COBRE. ................................................................................................... 34
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1. FUNDAMENTOS
Las condiciones de servicio de un componente soldado, pueden variar notablemente de una
zona a otra, haciendo que la unión de metales distintos sea un requisito del diseño y la
construcción. La diferencia entre estos metales puede ser química (aleaciones de composición
distinta), metalúrgica (aceros al carbono frente aceros inoxidables austeníticos) y mecánica
(propiedades mecánicas distintas).
En el argot de la soldadura, se denomina acero negro a todo tipo de acero al carbono, mientras
que al acero inoxidable por su aspecto superficial, se le denomina también como acero blanco.
Por lo tanto, a la unión de ambos tipos de acero se le conoce también como la unión blanco con
negro.
Acero negro: Acero de baja aleación o acero estructural (< 5% de elementos de aleación). La
superficie es oscura o negra, no es resistente a la corrosión.
Acero blanco: Acero de alta aleación, principalmente, aceros inoxidables. La superficie es blanca,
brillante, y resistente a la corrosión.
Tabla 1. Posibilidades de unión con aceros disímiles
Tipos de aceros al carbono (negros) Tipos de aceros inoxidables (blancos)
Aceros estructurales según la Norma EN 10025 Aceros austeníticos al cromo níquel, resistentes a
la corrosión según la Norma EN 10088
Aceros resistentes a la termofluencia (aceros
térmicos resistentes al creep) según la Norma EN
10028
Aceros ferríticos al Cromo según la Norma EN
10088
Aceros de grano fino y de alto límite elástico
según la Norma EN 10028
Aceros austeníticos al cromo níquel resistentes a
la termofluencia.
Acero naval para la construcción de barcos. Aceros resistentes a alta temperatura
(refractarios).
Aceros fundidos. Aceros Criogénicos.
Aceros resistentes a la intemperie. Aceros al Cr Ni fundidos.
1.1. Unión Blanco con Negro
Existen cerca de 1000 tipos de aceros estructurales y de baja aleación, laminados en caliente,
forjados o fundidos. Entre los aceros de alta aleación existen más de 500 tipos o aleaciones. Por
lo tanto el número de posibilidades de unión de aceros disímiles, blanco con negro es de
500,000. Es imposible que por la diversidad de aleaciones a unir entre los tipos de aceros negros
y aceros blancos, los materiales de aportación puedan ser más de un millón. Esto ya se ha
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estudiado a profundidad, pues existen aleaciones de materiales de aportación, que son
compatibles con varios tipos de metales. La solución adecuada consiste entonces, en la selección
correcta del material del consumible y en una apropiada aplicación durante el soldeo.
El problema principal es la dificultad de lograr la homogeneidad de la unión de aceros disímiles,
puesto que ésta depende de tres zonas típicas de la unión soldada.
Metal Base 1 (acero al carbono o de baja aleación, por ejemplo; S275JO)
Metal Aportado (soldadura cuya composición química es la mezcla de a + c + consumible)
Metal Base 2 (acero de alta aleación por ejemplo W Nr. 1,4301)
Figura 1. Unión disímil entre un acero S275JO y otro Nr. 1,4301 (AISI 304)
Cada una de éstas zonas es de vital importancia en la unión, porque cada metal base tiene unos
requisitos de soldabilidad, condiciones de servicio, propiedades mecánicas, químicas y
metalúrgicas que la unión, mediante un material de aportación, deberá satisfacer.
La homogeneidad de la unión, es imposible de obtener en el soldeo de materiales disímiles,
porque a diferencia de las uniones de metales iguales, en toda unión disímil no se puede
obtener:
Homogeneidad química. (En la unión disímil existen tres composiciones diferentes).
Homogeneidad mecánica. (Son tres aleaciones con diferentes propiedades mecánicas).
Homogeneidad metalúrgica. (Son tres estructuras metalográficas diferentes).
Para soldar aceros disímiles se debe entender los problemas del soldeo de ambos aceros, debido
a que las características de soldabilidad individuales no siempre son compatibles en el conjunto.
En las uniones disímiles se deberá combinar la mejor alternativa para ambos aceros, sacrificando
algunas de las ventajas de soldar cuando se unen individualmente aceros del mismo tipo.
1.2. Requisitos del soldeo de aceros de baja aleación
Para soldar aceros de baja aleación existen las siguientes reglas fundamentales:
1.2.1. Precalentamiento y control de la temperatura entre pasadas.
Además de reducir la formación de fases duras en la ZAT, el precalentamiento es importante
para impedir la formación de grietas por la difusión de hidrógeno.
S275JO 1,4301
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Existen diversas fórmulas empíricas para determinar la temperatura de precalentamiento
mediante el carbono equivalente.
1.2.1.1. El carbono equivalente:
Una de las fórmulas más aceptadas a nivel internacional es la del instituto ISO, publicada
también en la Norma UNE EN 1011-2:2001
Ecuación 1
Una vez conocido el valor del carbono equivalente, se puede determinar la temperatura de
precalentamiento, mediante fórmulas, gráficos o tablas.
1.2.2. Rango favorable del tiempo t8/5.
Para optimizar las propiedades mecánicas de la ZAT, es importante encontrar un rango
adecuado del tiempo de enfriamiento entre 800 y 500 ˚C “t8/5” en relación al diagrama TTT de
enfriamiento continuo. Por ello es importante tener la información técnica del acero a soldar,
incluyendo el diagrama TTT del acero que se va a soldar.
Un tiempo t8/5 demasiado corto conlleva la formación de grietas por formación de estructuras
martensíticas o bainíticas, así como por la posibilidad de la difusión de hidrógeno. Otro
fundamento para limitar los valores cortos del tiempo t8/5 es la baja capacidad de deformación
de una ZAT con demasiada dureza.
Un tiempo t8/5 demasiado prolongado conlleva la disminución de la carga de rotura, del límite
elástico y de la resiliencia en la ZAT, debido a la posible formación de grano grueso y a la mayor
cantidad de ferrita. Pero el valor que más disminuye es la tenacidad, con demasiado aporte
térmico la resiliencia disminuye drásticamente, aún cuando el límite elástico y la carga de rotura
estén sobre los límites permisibles. Para los aceros de grano fino, es posible calcular el tiempo
t8/5 mediante fórmulas aproximadas del ciclo térmico para la conductividad térmica
tridimensional y bidimensional, en las que uno de los factores decisivos, en función de la
composición química, es la temperatura de precalentamiento, además del aporte térmico
definido.
Pero no es posible determinar un valor favorable del tiempo t8/5 genérico para todo tipo de
acero, porque el rango del análisis químico permisible implica un fuerte cambio de
comportamiento por transformación, esto significa que el tiempo t8/5 se debería calcular para
cada análisis químico. El diagrama TTT de enfriamiento continuo es una herramienta valiosa para
facilitar este cálculo, mediante los ciclos térmicos de soldeo, se determina experimentalmente,
la posible estructura resultante en la ZAT. Adicionalmente se pueden tomar las
recomendaciones de la Norma UNE EN 1011-2:2001
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1.2.3. Proceso de soldeo y sus parámetros.
Paralelamente a la determinación del tiempo t8/5 se deberá analizar la posibilidad de aplicación
del proceso de soldeo, determinando la preparación de la junta, la productividad, y los
parámetros adecuados.
El aporte térmico está en función de los parámetros de soldeo que son; Intensidad I, Tensión U,
y velocidad de soldeo , todo esto afectado por un factor de eficiencia .
1.2.4. Selección del material de aportación.
La selección del material de aportación es uno de los pasos más importantes, debiéndose
comparar las propiedades mecánicas del metal depositado, especialmente la resiliencia
mediante la energía absorbida, el límite elástico, y la deformación. Además, la composición
química debe ser similar al metal base.
1.2.5. Tratamiento térmico post soldeo.
Especialmente en los aceros resistentes a la termofluencia (creep), y en otros aceros de grano
fino, débilmente aleados, el tratamiento térmico post soldeo sirve para reducir los picos de
dureza en la ZAT. Además reduce las tensiones internas que se producen con la contracción.
1.3. Requisitos del soldeo de aceros de alta aleación
Para soldar los aceros de alta aleación son importantes los siguientes pasos:
Evitar el precalentamiento (aceros austeníticos).
Selección adecuada del material de aportación.
Selección de los procesos de soldeo y sus parámetros.
Depósito en la zona de aceros resistentes a la corrosión en el diagrama de Schäffler.
Tratamiento térmico post-soldeo
1.3.1. Soldeo de aceros austeníticos
Los aceros austeníticos no experimentan la fisuración por difusión de hidrógeno ni la formación
de fases duras porque no hay transformación de la austenita en martensita o en bainita,
entonces no es necesario ningún precalentamiento, por el contrario, resultaría perjudicial pues
facilitaría la precipitación de carburos o de la fase sigma durante el enfriamiento lento, además
una temperatura entre pasadas mayor a 100 ˚C ocasiona el agrietamiento en caliente. Los
depósitos de los aceros resistentes a la corrosión deben solidificar la fase de ferrita primaria para
evitar el peligro de las grietas en caliente.
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2. USO DE LOS DIAGRAMAS SCHÄFFLER Y DE LONG
PARA EL SOLDEO DE METALES DISÍMILES
El diagrama de Schäffler descrito en el capítulo 2.16 Aceros de alta aleación (inoxidables), es una
de las herramientas más útiles para la correcta selección del material de aportación.
Figura 2. Diagrama de Schäffler, representando las zonas de austenita, martensita, ferrita , fase sigma
y las zonas de aceros de baja aleación, y de aceros inoxidables austeno-ferríticos. El ejemplo muestra la
dilución al 50% de un acero al carbono con un acero inoxidable, el soldeo se realizó con el proceso TIG
sin material de aportación. La mezcla resultante está en la zona de estructura martensítica.
Este diagrama representa gráficamente la relación existente entre los elementos de aleación y la
estructura que tiene el acero en función de su composición química.
En las ordenadas de dicho gráfico se presenta la suma de porcentajes de elementos formadores
de austenita (gamágenos), multiplicados por unos coeficientes, en función de la influencia
austenizante del elemento de aleación. Esta suma se expresa en la fórmula del níquel
equivalente, donde el níquel es el elemento más representativo de formación de austenita.
En las abcisas está la suma de porcentajes de elementos formadores de ferrita, también
multiplicados por coeficientes, función de su influencia ferritizante. En este caso la suma se
expresa en la fórmula de cromo equivalente, donde el cromo es el principal elemento formador
de ferrita.
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Si se suelda la unión con un consumible de acero al carbono, la mezcla resultará en la zona
martensítica (dependiendo de la dilución), además se formarán carburos de cromo. Si se suelda
con un consumible común de acero inoxidable, del mismo tipo de aleación del acero austeno-
ferrítico, la mezcla resultará también en la zona martensítica, con precipitación de carburos de
cromo. En ambos casos la unión es frágil, con poca resistencia mecánica. El resultado es peor
aún cuando se suelda este tipo de unión sin material de aportación, porque el nivel de
precipitación de carburos es mayor. Este caso típico se muestra en la Figura 2.
La desventaja principal con este diagrama es que no representa el efecto del nitrógeno que es
un elemento austenizante muy fuerte, pero es válido para darnos cuenta del problema. Hoy en
día, en soldadura, se emplean otros diagramas.
El número de la ferrita se mide con la atracción magnética como un método de medir la
proporción de ferrita de delta presente en la aleación. El número de la ferrita se traza en un
diagrama Schäffler modificado denominado diagrama de Delong. El cromo y el níquel
equivalente son similares al diagrama Schäffler, con la diferencia que el níquel equivalente
incluye la suma de 30 veces el volumen de Nitrógeno.
Figura 3. Diagrama de Delong, este diagrama incluye al nitrógeno como elemento austenitizante.
2.1. Diagrama WCR.
El diagrama de Schäffler incorpora un ancho rango de composición química, más que el
diagrama Delong y que el diagrama WRC siendo muy útil para determinar la composición
aproximada del metal depositado en una unión disímil. Sin embargo, la precisión de este
diagrama para determinar el grado de ferrita es menor que en el caso del diagrama Delong. El
diagrama WRC, obtenido mediante un estudio matemático sobre un gran número de mediciones
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del FN para un metal de aporte de comparación conocida, publicado por AWS en 1992 es una
nueva herramienta para determinar la estructura de las uniones disímiles basándose en el
número de ferrita. Mientras que en el diagrama de Schäffler se evaluó la cantidad de ferrita en
base a ensayos metalográficos, los diagramas Delong y WRC se definió la cantidad de ferrita en
base a métodos de medición magnética. Con bajos niveles, hasta el número 8 de ferrita el
porcentaje de ferrita coincide con el número de ferrita, a mayor cantidad de ferrita, las cifras
divergen progresivamente.
El diagrama Delong adiciona el nitrógeno como elemento austenizante de gran importancia, y el
diagrama WRC incorpora el cobre con un factor de 0,25 al níquel equivalente, variando
ligeramente los factores de los elementos de las fórmulas del níquel equivalente y del cromo
equivalente. El diagrama WRC no es aplicable a composiciones mayores a 0,25% de nitrógeno ni
a más de 10% de manganeso.
2.1.1. Medición de la ferrita.
Se ha adoptado el método magnético de medición de ferrita con el número de ferrita, en
reemplazo del porcentaje de ferrita, para este efecto se usan instrumentos calibrados, dos de los
nombres de marca registrada son el ferritoscopio y la galga magnética (magnegage).
Inicialmente hubo una amplia variación de niveles de ferrita, debido a las mediciones realizadas
con diferentes tipos de instrumentos en varios laboratorios. La estandarización redujo las
discrepancias de la medición, calibrando los instrumentos para establecer una sola medida en
comparación con los porcentajes de ferrita. Esto es lo que se aplica en el diagrama WRC.
La importancia del efecto de la ferrita en las uniones de aceros disímiles está en relación con las
grietas en caliente, el corto rango de temperatura de solidificación permite que la soldadura esté
sólida cuando inician las tensiones de contracción. El menor coeficiente de contracción de la
estructura cúbica de cuerpo centrado en comparación con la de caras centradas de la austenita,
disminuye las tensiones de solidificación durante el enfriamiento. Estas características son
tratadas con mayor amplitud en el tema de aceros inoxidables.
Figura 4. Diagrama WRC
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2.2. Relación del diagrama Delong con el diagrama de Schäffler
El diagrama de Delong tiene el mismo objetivo que el diagrama de Schäffler, donde los requisitos
del depósito de soldadura, determinan el tipo de aleación del material de aportación, el que de
acuerdo a su composición química se representa en ambos diagramas. Para esto es importante
considerar que el metal depositado consiste en la mezcla de la dilución de los dos metales base
con el material de aportación fundido, el grado de mezcla de cada material que interviene en la
unión disímil, es función de la dilución. El diagrama Schäffler, pese a su antigüedad no deja de
ser práctico y útil para definir el tipo de aleación resultante en la unión con un consumible
determinado.
En soldadura es obligatoria la medida magnética. Sólo en varillas TIG se permite, por ejemplo,
darla por diagrama analizando la composición química de la varilla.
En la Figura 2 se observa la existencia de cuatro zonas claramente marcadas como las zonas de
austenita, martensita, ferrita (delta) y fase sigma. En la zona de austenita existe el peligro de la
formación de grietas en caliente, para evitarlas es imprescindible soldar sin precalentamiento y
acelerar el enfriamiento inmediatamente después del soldeo. Por el contrario, una aleación
martensítica necesita un precalentamiento y enfriamiento lento para evitar el efecto de las
grietas por formación de fases duras, debido a que estas aleaciones son templables hasta 400 ˚C.
Después del soldeo de un acero martensítico es necesario hacer un tratamiento térmico de
recocido, tanto para aliviar tensiones como para disminuir la dureza de la ZAT y uniformizar la
estructura. Además, es necesario mejorar la tenacidad mediante la disminución de la carga de
rotura. Las aleaciones ferrítico-martensíticas, así como las ferríticas (ferrita ), también son
templables y necesitan precalentarse antes del soldeo, con el consiguiente enfriamiento lento.
Al igual que las aleaciones martensíticas, es necesario realizar un recocido para mejorar la
tenacidad con la disminución de la dureza y de la carga de rotura. La fase sigma es una zona
donde se presenta una fragilización por recristalización, al permanecer estas aleaciones, a
temperaturas entre 500 y 900 ˚C.
En conclusión, la mezcla del material de aportación con los aceros disímiles, debería resultar
preferentemente, en una zona libre de estos peligros que se conoce como la zona A + F,
constituida por una mezcla de estructuras de austenita, martensita y ferrita. Esto se logra
mediante la correcta selección del material de aportación y una dilución controlada.
2.3. Estructuras en el diagrama de Schäffler
Para determinar la microestructura resultante con el soldeo de una unión disímil, se utiliza el
diagrama de Schäffler siguiendo los siguientes pasos:
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2.3.1. Determinar el equivalente cromo y níquel del metal base y de aporte para
situarlos en el diagrama.
Para esto se deberá conocer la composición química de ambos aceros, para usar ambas fórmulas
dadas para la representación en el diagrama, que son cromo y níquel equivalente.
2.3.2. Trazar el segmento que une ambas partes.
Esto se realiza mediante un trazo recto entre los puntos hallados de los dos aceros. La recta
entre ambos puntos simboliza, de forma ideal, la dilución posible entre ambas aleaciones en %.
2.3.3. Conseguir medidas representativas de la dilución relativa entre metal base,
metal de aporte.
Marcar en el segmento que une ambos metales base, el punto correspondiente a la
microestructura resultante de acuerdo con la dilución estimada, sabiendo que la dilución del
metal base en el baño de fusión, es el coeficiente entre la distancia de dicho punto, al punto que
representa al metal de aportación, entre la longitud total del segmento metal base-metal de
aporte (%).
3. SELECCIÓN DE PROCESOS DE SOLDEO.
La selección del proceso de soldeo dependerá de las condiciones de ejecución, del espesor de
chapa o tubo, y de la posibilidad de realizar soldadura con la dilución estimada o ensayada
mediante las pruebas de cualificación del procedimiento de soldeo. En general se prefieren los
procesos con gas protector, siendo el proceso TIG el ideal para las chapas de espesor menor a 4
mm. También es adecuado para el soldeo de la pasada de raíz en tubos. Una variante moderna
del proceso TIG constituye el proceso TIG orbital.
El soldeo con electrodos revestidos es también muy adecuado para el soldeo en campo, debido
a que la escoria protege mejor el baño de fusión contra las corrientes de aire. Pero es preferible
proteger el área de trabajo contra las corrientes de aire y también de arena, polvo, y lluvia,
porque perjudicarán totalmente a la calidad de la soldadura. Además, es común el empleo de la
combinación del proceso TIG con el de electrodo revestido para el soldeo de tuberías cuyo
espesor es mayor o igual a 5 mm.
Los procesos semiautomáticos son adecuados para los procesos de fabricación en serie, siendo
de fácil mecanización y automatización. El gas con el que se obtienen los mejores resultados es
argón con 2% de CO2, Por eso se denomina proceso MAG, porque la pequeña cantidad de gas
activo es necesaria para producir una reacción exotérmica mediante la oxidación parcial del
consumible, con lo que se eleva la temperatura para aumentar la fluidez del baño de fusión. Con
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argón puro no hay fluidez y el cordón queda muy rugoso y abultado. Esta recomendación está
registrada en la Norma UNE EN 1011-3.
Se han desarrollado alambres tubulares con fundente y con metal en polvo, los que también
tienen ventajas de aplicación en aplicaciones industriales, en construcción y en mantenimiento.
Con estos consumibles es necesario emplear el gas recomendado por el fabricante, pues las
condiciones de soldeo son muy variadas de una marca a otra. En todo proceso semiautomático
es necesario prestar atención a los parámetros, siendo muy importante soldar en el rango de
transferencia Spray, pero con una alta velocidad de soldeo para reducir el aporte térmico.
Existen casos de aplicaciones de recargue con arco sumergido, siendo el consumible un fleje
macizo o tubular con fundente o metal en polvo. En algunas aplicaciones este proceso se
convierte en el proceso de electroescoria. La dilución es menor al 5%
4. EFECTOS DE LA DILUCIÓN
4.1. Dilución y procesos de soldeo
Para el soldeo de las uniones disímiles se debe mantener una dilución baja, por eso deben
seleccionarse procesos de baja dilución, a fin de mezclar lo menos posible el metal de aporte con
los metales base. Esta dilución también depende de la habilidad del soldador. Se deberá evitar el
proceso TIG cuando se suelda sin material de aportación o con muy poca aportación de material.
Con el proceso 111 (electrodo revestido) se
puede alcanzar una dilución del 30% que,
dirigiendo el arco al metal depositado
anteriormente, se puede reducir a menos del
25%. Esta técnica es conocida como soldeo a
cuestas (back up welding). Con el proceso 135
(MAG), la dilución oscila entre 10-50%
dependiendo de que se emplee la transferencia
en cortocircuito o spray. En el proceso 121 (arco
sumergido con alambre) la dilución puede ser aún mayor. Un caso de muy baja dilución, menor a
10% es el proceso de electroescoria con banda.
Además de una dilución mínima, también interesa una composición química bastante uniforme
en los cordones. Para ello es de suma importancia la correcta selección de los parámetros de
soldeo. Una intensidad demasiado baja, puede ocasionar una falta de fusión. La Figura 5
representa la dilución que se puede estimar en una soldadura de recargue, la zona B es la que
está compuesta con la mezcla del consumible y el metal base.
Figura 5. Dilución del metal aportado
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Tanto “A” como “B” son partes no diferenciales del cordón, separadas una de otra mediante la
línea de la superficie de la chapa, se ilustra el cálculo de la dilución de un cordón de recargue.
Figura 6. Efecto de la velocidad de soldeo en la dilución
Existen otros ejemplos para el cálculo de uniones de aceros disímiles en función a la preparación
del chaflán en la unión. La Figura 6 ilustra la variación de la dilución en función de la velocidad de
soldeo, es evidente que al incrementar la velocidad de soldeo, se obtendrá menor dilución y
viceversa.
4.2. Dilución en las uniones disímiles
La Figura 5 representa la dilución posible entre un consumible y un metal base, esta fórmula es
válida para los casos de recargues o de untado (buttering), donde solo intervienen estos dos
materiales. Pero en las uniones disímiles la dilución resulta algo más compleja, como se muestra
en la Figura 7. La dilución resultante se puede conocer con la ecuación indicada en esta figura,
con la combinación de los tres materiales.
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Figura 7. Cálculo de la composición química en función de la dilución en una unión disímil
4.3. Rango de dilución para diferentes procesos de soldeo
La Tabla 2 ilustra los rangos de dilución para algunos procesos de soldeo que son más usuales en
la industria. Obsérvese que el proceso 141 sin material de aportación arrojará una dilución de
100%
Tabla 2. Dilución en función a los procesos y sus características
Proceso Denominación y características Dilución: %
111 Electrodo revestido con electrodo básico 20 – 30
111 Electrodo revestido con electrodo de rutilo 15 – 25
111 Electrodo revestido con la técnica a cuestas (recargue) 10 – 20
135 MAG, Metal en gas protector 10 – 50
121 Arco sumergido con alambre 50 – 70
122 Arco sumergido con banda, soldeo de recargue y
plaqueado.
10 – 20
72 Electroescoria con banda, soldeo de recargue y plaqueado. 2 – 5
141 TIG, Wolframio con gas inerte 0 – 100
Para grados de dilución del 10-15 %, en procesos de soldeo o de recargue en TIG, puede
presentarse problemas de falta de fusión por lo que no se suele bajar de este valor, aunque sea
teóricamente postsoldeo.
5. CONSUMIBLES
Mediante el empleo del diagrama de Schäffler se puede seleccionar el material de aportación
adecuado, de acuerdo con el tipo de aplicación descrito en el apartado 7. Las formas de
suministro son electrodos revestidos, varillas para el proceso TIG, alambres para el proceso
MAG, alambres tubulares, alambres y fundentes para arco sumergido. Además existen
consumibles para los procesos de soldeo TIG orbital y TIG de alambre caliente, en formas de
suministro especiales para estos casos, usualmente en bobinas de alambre de 500 gramos. El
proceso TIG de alambre caliente disminuye la dilución elevando el rendimiento de fusión.
M.B. 1 M.B. 2
Consumible M.A.
Reacciones metalúrgicas del consumible con el gas de protección, con la escoria o con el metal del los alambres tubulares.
Las gotas del consumible en transferencia, tienen una composición distinta debido a la pérdida o ganancia de elementos con las
reacciones metalúrgicas, siendo su
composición M.A. + X
A2 A1
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Los más usuales para la unión de aceros disímiles están listados en la Tabla 3. Es importante
elegir los materiales de aportación en función de la dilución y de las condiciones de servicio del
componente soldado. Esto se explicará en el apartado 8. La Figura 8 representa la ubicación de
los consumibles en el diagrama de Schäffler, con la observación de los consumibles de base
níquel que no están dentro del diagrama, debido a que el contenido de níquel es mayor al 40%,
excediendo los límites del diagrama.
Tabla 3. Consumibles más utilizados en la unión de aceros disímiles
Identificación Composición Química FN
% Ferrita
MIG/TIG
Observaciones
AWS
E / ER
EN
1027-2 C Cr Ni Mo Otros
309
309Si
309L
312
NiCr3
1,4370
1,4459
1,4332
1,4337
NiCr3
0,12
0,06
0,08
<0,020
0,09
<0,03
19
23,5
23,5
23,5
30
20
9
13
13,5
13,5
9
72,5
----
----
----
----
----
----
Mn 6
----
Si 0,8
----
----
Ti 0,4
Nb 2.5
0%
FN9
FN9
FN19
70%
0%
Austenítico Mn > 5%
Austeníticos
Austeníticos
Austeníticos
Austeníticos
Base Níquel (Ni >
40%)
Figura 8. Representación de los materiales de aportación para la unión de aceros disímiles en el
diagrama de Schäffler
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6. PROBLEMAS DE SOLDABILIDAD Y MEDICIONES
(FORMACIÓN DE COMPUESTOS INTERMETÁLICOS,
DIFUSIÓN DE CARBONO)
Uno de los principales problemas en el soldeo de aceros disímiles consiste en la difusión del
carbono desde el acero sin aleación o de baja aleación hacia la zona de la soldadura. El carbono,
en combinación con el cromo forma carburos de cromo, produciendo una estructura frágil, con
tenacidad prácticamente nula. Además, cuando no existen las condiciones de limpieza
adecuadas, es posible la presencia de elementos como azufre, y fósforo, que forman
compuestos intermetálicos que afectan a la unión. Siendo una de las causas de fractura, o de
pérdida de resistencia a la corrosión. Todo elemento que forme compuestos con el cromo es
perjudicial, porque disminuirá el % de cromo en la aleación.
El carbono migra hacia el acero mayor %Cr (que encima tiene menos %C que el otro) y forma
carburos.
Problemas:
Incremento de dureza-fragilidad
Menor resistencia a corrosión al eliminar Cr de la matriz
En el lado acero carbono hay de carburación, bajando las características mecánicas.
La difusión del carbono se logra controlar mediante el empleo de consumibles con inhibidores
de formación de carburos, tales como el niobio, el titanio y el tantalio. Estos elementos tienen
mayor afinidad con el carbono, formando compuestos no dañinos en la soldadura, evitando a su
vez que el cromo entre en combinación con el carbono. Adicionalmente, es necesario el control
de la difusión del carbono mediante la reducción de la dilución, para esto es imprescindible
ajustar correctamente los parámetros de soldeo. En ocasiones es conveniente aplicar la técnica
del recargue o untado con un consumible de mayor ductilidad y menor contenido de cromo,
como son los consumibles de base níquel
Cuando tenemos un aporte estabilizado inoxidable y lo soldamos con algo que pueda aportarle
carbono, la presencia de estos estabilizadores mitigará en parte el problema, pero no lo
soluciona.
El níquel es un elemento que tiene una amplia aplicación en los consumibles para estos tipos de
uniones, especialmente para condiciones de servicio a alta temperatura, tiene buenas
propiedades de soldabilidad con la mayoría de aceros, y también tiene una alta ductilidad, lo que
permite soportar los esfuerzos ocasionados por la dilatación y contracción de ambos aceros.
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Además comprobar dilataciones: bajo este aspecto es mejor un base níquel que un 309 (p.e.)
para soldar aceros del tipo Cr-Mo.
6.1. La interfase en la condición de soldadura
En soldaduras realizadas con los procesos normales en la industria de calderería el salto entre la
composición química del acero al carbono o de baja aleación y la del acero inoxidable austenítico
tiene lugar en unas 500 micras.
En otros procesos en los que el aporte térmico puntual es mucho mayor y provoca permanencias
a la temperatura de fusión prolongadas, la difusión consiguiente puede provocar un gradiente
químico menor, así como una emigración de carbono análoga a la que se produce durante el
tratamiento térmico de postsoldadura y en servicio a temperatura.
Dentro de este gradiente de composición existe una capa de unas micras de espesor cuyo
análisis químico coincide con el de un acero muy templable cuya estructura es martensítica. Con
las tensiones residuales de tracción y con la difusión de hidrógeno, ambos introducidos por la
soldadura, esta capa ha dado problemas de agrietamiento en frío muy espectaculares e
inesperados, ya que la fisura sigue la línea de fusión que coincide con la interfase y da la
impresión de ser faltas de fusión.
En ausencia de hidrógeno, la posibilidad de fallo mecánico preferente a través de la interfase no
existe, es nula si la temperatura de servicio no sea elevada (menor de 370 ˚C).
Considerando que la interfase y la zona afectada térmicamente del acero ferrítico contigua son
las áreas más duras de la unión y por lo tanto poco resistentes a la fatiga. Sin embargo, cuando
no se realiza ningún tratamiento térmico post soldeo, la tenacidad de ambas es lo
suficientemente alta como para desestimar una fractura al metal base y de soldadura con lo que
la posibilidad de una rotura frágil no existe.
6.2. La interfase tras el tratamiento térmico de postsoldadura
El elevado coeficiente de difusión del carbono hace que este elemento sea capaz de emigrar ya
por encima de los 370 ˚C, y de forma muy notable a partir de los 600 ˚C. Esta emigración está
relacionada con la actividad del carbono a ambos lados de la interfase y no necesariamente con
los gradientes químicos, ya que ambas cosas pueden ser no coincidentes.
Tenemos a un lado un acero ferrítico con un 0,20% de carbono en carburos poco estables
(cementita). En el otro lado está un acero inoxidable austenítico con un 0,02% de carbono y una
gran cantidad de cromo (20%).
Cuando en el calentamiento del tratamiento térmico de postsoldadura se rebasan los 370 ˚C, el
carbono de la zona afectada térmicamente del acero ferrítico va al lado aleado de la interfase y
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provoca una precipitación de carburos tanto más intensa cuanto mayor sea la temperatura y el
tiempo de mantenimiento del citado tratamiento.
Esta precipitación de carburos empobrece en cromo a la parte aleada de la interfase, que pasa a
martensita con una dureza y espesor que pueden ser notables. Por otro lado el metal base
contiguo se descarbura, pierde su estructura de temple y puede llegar a desarrollar largos
granos de ferrita muy blandos.
Consideremos ahora la notable diferencia en el coeficiente de dilatación del acero ferrítico y del
acero inoxidable austenítico. En el calentamiento del tratamiento térmico de postsoldadura se
crean tensiones por dilatación diferencial en la interfase que se suman a las tensiones residuales
de soldadura. Esto exige una relajación extra y, por tanto, una deformación extra por fluencia a
la interfase.
En el enfriamiento del tratamiento térmico de soldadura, la interfase, ya dañada por la creación
de las zonas descarburas y la capa dura de precipitación de carburos de cromo, se ve sometida a
nuevas tensiones residuales, creadas por la dilatación diferencial de los metales que separa.
Consecuentemente vemos que los tratamientos térmicos de postsoldadura dañan a la interfase,
en mayor grado conforme aumenta su temperatura y tiempo de mantenimiento y número.
Las propiedades mecánicas encontradas en los cupones de homologación de los procedimientos
de soldeo se hacen eco de este daño. Así la resiliencia disminuye drásticamente cuando la
entalla de la probeta está bien localizada en la interfase.
Las probetas de tracción no reflejan tanto estos hechos debido a que bajo estos esfuerzos la
zona descarburada se endurece por contacto con el metal contiguo. Pero cuando el
mantenimiento a temperatura ha sido lo suficientemente prolongado se produce el fallo por
“clivaje” en la interfase.
Sin embargo este endurecimiento por contacto no ocurre bajo tensiones cortantes y/o
deformaciones plásticas en la interfase, y así las probetas de plegado son más sensibles a estos
fenómenos y fallan por la interfase más fácilmente que las de tracción.
En interfases en la condición de soldadura el servicio prolongado a 370 ˚C ó más genera un daño
similar al descrito para el tratamiento térmico de postsoldadura. Su cuantía aumenta con la
temperatura y tiempo de trabajo.
En una interfase tratada térmicamente el daño aumenta con servicios posteriores por encima de
370 ˚C.
La interfase tratada térmicamente no es recomendable para trabajar a fatiga, aunque sea a
temperatura ambiente (recordaremos que la fatiga induce deformaciones plásticas locales y que
la interfase no puede suministrarlas). Tampoco se debe usar bajo fatiga térmica, ya que ésta
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desarrolla esfuerzos cortantes variables sobre la interfase por la dilatación diferencial de los dos
metales.
La resistencia a la corrosión, de la interfase tratada térmicamente, es baja. La corrosión ha
causado problemas en piezas almacenadas debido al aire y la humedad. También se ha
observado el mismo caso agravado en servicios a 280 ˚C bajo agua aireada.
En el servicio a temperatura con fatiga en medios oxidantes, como el aire húmedo, la oxidación
selectiva fomenta la fatiga, y viceversa, ocasionando la rotura de la unión.
7. APLICACIONES TÍPICAS
Las aplicaciones de las uniones disímiles son múltiples, desde simples soportes de tanques,
recipientes, equipos y componentes de aceros inoxidables, con los anclajes de fijación con el
terreno o la estructura de construcciones metálicas, hasta las condiciones de servicio a alta
temperatura en diversas aplicaciones industriales, tales como hornos, intercambiadores de
calor, conexiones de tuberías de vapor a turbinas de generación de energía, en la industria
petroquímica, en criogenia, plantas de procesamiento de alimentos, en las construcciones
navales, aeronáutica, etc.
Los tres grupos clásicos de combinación con aceros disímiles están descritos en el apartado 8,
clasificados de acuerdo con las condiciones de servicio, un primer grupo está conformado por las
uniones que no están expuestas a temperaturas mayores a 300 ˚C y solamente tienen poca
probabilidad de exposición a un medio corrosivo, su principal razón es soportar una carga
mecánica. El segundo grupo está conformado por las uniones que adicionalmente a la carga,
deberán estar expuestas a condiciones de corrosión, y el tercer grupo, tiene las condiciones más
severas, carga mecánica, corrosión y temperatura. Los casos de posibilidad de fallo son distintos,
en cada grupo se deberán seleccionar consumibles adecuados, siendo la aplicación de los
procesos de soldeo una de las condiciones importantes a tomar. Para el primer caso es usual
seleccionar electrodos revestidos, pero en los dos casos siguientes es preferible y a veces
necesario el uso de los procesos con gas protector.
8. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ACERO AL
CARBONO
El metal de aportación inoxidable austenítico debe tener un contenido de aleación lo
suficientemente alto como para evitar la formación de martensita (frágil y propensa a agrietarse)
y dar contenidos de ferrita delta (necesaria para eliminar la posibilidad de grietas en caliente en
el metal depositado en soldaduras muy embridadas, especialmente con aceros estabilizados con
Nb y aportes térmicos altos) pese a la dilución con el metal base ferrítico.
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Por otro lado una ferrita delta por encima del 14% en depósitos estabilizados con Nb puede
generar la fase sigma en el metal de soldadura, durante el tratamiento térmico de postsoldadura
o en el servicio a temperatura alta, con pérdida de tenacidad y resistencia a la corrosión.
Las características y los puntos decisivos de la unión blanco con negro no están en ambos
metales, ni en la ZAT de ambos materiales, sino en el depósito de soldadura. Por eso es
importante agrupar los tipos de unión para clasificarlos en función a los requisitos del servicio y
a las cargas que deberán soportar las uniones soldadas.
8.1. Clasificación de las uniones disímiles en función a los requisitos de
servicio
Existen tres grupos genéricos, que representan la mayoría de los casos de uniones de aceros
disímiles, estos están resumidos en la Tabla 4.
Tabla 4. Clasificación de las uniones disímiles
Grup
o
Requisitos de servicio del
depósito Problemas típicos
I
Servicio a T<300 ˚C
Carga mecánica
Sin tratamiento térmico
Martensita, Grietas por fases duras, Grietas en
caliente, Bajo valor de impacto.
II
Como el caso I, pero adicionalmente
medio corrosivo, y eventual
tratamiento térmico.
Como I, pero adicionalmente resistencia a la
corrosión, reducción del límite elástico debida al
tratamiento térmico.
III
Como los casos I y II, pero temperatura
de servicio > 300 ˚C o temperatura
criogénica. Necesario tratamiento
térmico post soldeo.
Como I ó II pero adicionalmente difusión de C,
tensiones de diferentes coeficientes de dilatación,
límite elástico y resistencia a creep.
8.1.1. Uniones blanco con negro del grupo I
Las uniones blanco con negro del grupo I se encuentran en todas las construcciones soldadas
donde se use acero de alta aleación, este cambio se tiene donde ya no se requieren las
propiedades del acero de alta aleación, por ejemplo en los anclajes. La temperatura de servicio
es muy inferior a 300 ˚C y la unión no está expuesta a corrosión.
El soldeo de las uniones del grupo I deberá realizarse de preferencia con materiales de
aportación de la aleación 18% Cr, 8% Ni, 6% Mn = 1.4370. Tal es el ejemplo que se muestra en la
Figura 9.
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Figura 9. Unión de la pared de un tanque de acero 1,4301 contra un soporte de acero S235J2G3, la unión
se realiza con un consumible 1.4370, cuyo contenido de manganeso es mayor a 5%
8.1.2. Uniones B/N del grupo II
Las uniones blanco con negro del grupo II deberán soldarse de preferencia con materiales de
aportación resistentes a la corrosión, tales como 1,4302; 1,4551; 1,4576.
El depósito de metal deberá solidificarse en ferrita primaria para evitar la fisuración en caliente.
El contenido de ferrita deberá ser menor al 12% para evitar la formación de una red ferrítica. Un
consumible 1,4370 no es recomendable debido al medio corrosivo.
Figura 10. La unión deberá tener un tratamiento térmico después del soldeo de la parte de acero al
molibdeno, después de esto se realizará el saneado, y se hará el recubrimiento con los materiales de
aportación 1,4332 y 1,4551 respectivamente.
8.1.3. Uniones B/N del grupo III
Las uniones blanco con negro del grupo III se deberán soldar preferentemente con materiales de
aportación de base níquel. Estos impiden la difusión del carbono, con lo que simultáneamente
impiden la formación de carburos en el depósito de alta aleación.
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Tanto a temperaturas de servicio muy altas como muy bajas, el alto coeficiente de dilatación del
níquel, disminuye las tensiones de diferente dilatación térmica entre los aceros de alta y baja
aleación.
Figura 11. Unión del grupo III. Tubo y manguito de conducción de vapor, temperatura de servicio > 300
˚C.
8.2. Ejemplos en el diagrama de Schäffler.
8.2.1. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541)
con un electrodo 1,4370.
Tabla 5. Cálculo del cromo y níquel equivalente del caso 8,2,1
Metal Base 1 Metal Base 2 Metal de aportación
Factor % Total: Factor % Total Factor % Total
Cromo 1,0 0 0 1,0 19 19 1,0 19 19
Molibdeno 1,0 0 0 1,0 0 0 1,0 0 0
Silicio 1,5 0,5 0,75 1,5 1 1,5 1,5 0 0
Niobio 0,5 0 0 0,5 0 0 0,5 0 0
Titanio 2,0 0 0 2,0 0,8 1,6 2,0 0 0
Cromo Equiv. 0,75 22,1 19
Níquel 1,0 0 0 1,0 12 12 1,0 9 9
Carbono 30 0,2 6 30 0,08 2,4 30 0,12 3,6
Manganeso 0,5 1,2 0,6 0,5 2 1 0,5 6 3
Níquel Equiv. 6,6 15,4 15,6
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Figura 12. Con una dilución normal de 30% se obtiene una estructura totalmente austenítica. Debido al
contenido de manganeso de 6 a 7%, la aleación todavía está libre de agrietamiento en caliente, si
durante el soldeo se aumenta la dilución, se caerá en la zona A + M, resultando una aleación de muy
baja ductilidad y propensa al agrietamiento en caliente.
8.2.2. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6 Cr Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541)
con un electrodo básico AWS A5,9 E 309L.
Tabla 6. Cálculo del cromo y níquel equivalente
Metal Base 1 Metal Base 2 Metal de aportación
Factor % Total Factor % Total Factor % Total
Cromo 1,0 0 0 1,0 19 19 1,0 23 23
Molibdeno 1,0 0 0 1,0 0 0 1,0 2,5 2,5
Silicio 1,5 0,5 0,75 1,5 1 1,5 1,5 1 1,5
Niobio 0,5 0 0 0,5 0 0 0,5 0 0
Titanio 2,0 0 0 2,0 0,8 1,6 2,0 0 0
Cromo
Equiv. 0,75 22,1 27
Níquel 1,0 0 0 1,0 12 12 1,0 13 13
Carbono 30 0,2 6 30 0,08 2,4 30 0,03 0,9
Manganeso 0,5 1,2 0,6 0,5 2 1 0,5 1 0,5
Níquel Equiv. 6,6 15,4 14,4
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Figura 13. Con una dilución normal de 30% se obtiene una estructura correspondiente a un depósito
austenítico E 308 (19 %Cr 9 %Ni), se trata de un material con 5 a 8% de ferrita delta, con lo que estará
libre del peligro de agrietamiento en caliente. La unión no es adecuada para temperaturas de servicio
mayores a 300 ˚C debido a la posibilidad de la difusión de carbono que formaría los carburos de cromo.
8.3. Consumibles de aleaciones Ni-Cr-Fe
Por aleaciones Ni-Cr-Fe nos referimos a los consumibles ENiCrFe-2, ENiCrFe-4 para electrodo
recubierto y ERNiCrFe para alambre y varilla.
En las uniones entre aceros al carbono o de baja aleación con aceros inoxidables austeníticos el
metal de aportación Ni-Cr-Fe permite diluciones importantes sin agrietamiento, conservando
siempre su ductilidad.
Únicamente cuando uno de los metales presenta un contenido elevado en silicio (caso de acero
moldeado inoxidable austenítico) hay peligro de grietas en caliente.
También con el metal de aportación Ni-Cr-Fe se suele practicar el untado buscando las mismas
ventajas que en las uniones B/N del grupo III, como fácil acceso, control de la dilución, y poco
embridamiento. Además se evita sensibilizar al acero inoxidable austenítico que así no está
presente en el tratamiento térmico de postsoldadura. Todo ello frente al inconveniente de un
mayor coste económico.
8.3.1. Interfase
En realidad cuando el acero ferrítico se suelda al acero inoxidable austenítico mediante un metal
de aportación de base níquel existen en la unión dos interfases. La que nos ocupa ahora es la
interfase Ni-Cr-Fe / acero ferrítico.
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En condición de soldadura tenemos también una capa martensítica en la interfase, aunque ésta
parece más estrecha y con menos consecuencias prácticas que la que se pueda formar en la ZAT.
El tratamiento térmico de postsoldadura (600º/700 ˚C) daña muy poco a estas interfases
porque:
La actividad del carbono en el metal Ni-Cr-Fe es mucho menor que el acero inoxidable
austenítico, por lo que la emigración de carbono a través de la interfase disminuye
mucho. Ya no se producen las extensas zonas descarburadas en el acero ferrítico ni las
notables precipitaciones de carburos de cromo en la unión o en el acero austenítico.
El coeficiente de expansión del metal Ni-Cr-Fe es similar al del acero ferrítico, así que ya
no aparecen en la interfase tensiones inducidas por el tratamiento térmico.
Por la misma razón el servicio bajo fatiga térmica ya no induce en la interfase tensiones de
cortantes variables.
Ahora las tensiones residuales del tratamiento térmico se sitúan en la interfase Ni-Cr-Fe /
inoxidable austenítico, pero la excelente resistencia a la fluencia y a la oxidación de ambos
materiales garantiza su integridad en servicio.
En ambientes en que las aleaciones de níquel no pueden trabajar (por ejemplo en reactores
petroquímicos, por la presencia de azufre que las corroería) se suele recurrir a hacer la raíz de la
unión con acero inoxidable austenítico tipo 309, y el resto, que ya no es bañado por el fluido,
con metal Ni-Cr-Fe.
Pese a todo esto la problemática de las uniones acero ferrítico/inoxidable austenítico no está
totalmente resuelta en servicios severos, como los tubos sobrecalentadores de las calderas de
combustible fósil que trabajan a 550 ˚C con acero ferrítico 2 1/4 Cr 1 Mo, y los tubos de los
intercambiadores de calor de los reactores nucleares rápidos.
Con el metal de aportación Ni-Cr-Fe dichos tubos de calderas fallan por la interfase al cabo de
años de servicio debido a la emigración de carbono (muy pequeña pero constante) y a la
oxidación preferencial externa.
Tabla 7. Consumibles sugeridos para la unión de aleaciones de níquel con acero
Aleación de níquel Forma de
suministro del
consumible
Consumible para soldar con 2
UNS Nº Designación
común 1
Acero al carbono o
de baja aleación Acero inoxidable
N02200 Níquel puro
comercial
Electrodo revestido,
varilla y alambre
ENi-1, ENiCrFe-2
ERNi-1, ERNiCr-3
ENi-1, ENiCrFe-2, ENiCrFe-3
ERNi-1, ERNiCrFe-2,
ERNiCrFe-3
N04400
N05500
N05502
Alloy 400
Alloy K-500
Alloy 502
Electrodo revestido,
varilla y alambre
ENiCu-7, ENi-1
ERNi-1
ENiCrFe-2, ENiCrFe-3
ERNiCr-3, ERNiCrFe-6
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Tabla 7. Consumibles sugeridos para la unión de aleaciones de níquel con acero
Aleación de níquel Forma de
suministro del
consumible
Consumible para soldar con 2
UNS Nº Designación
común 1
Acero al carbono o
de baja aleación Acero inoxidable
N06600
N08800
Alloy 600
Alloy 800
Electrodo revestido,
varilla y alambre
ENiCrFe-2, ENiCrFe-3
ERNiCrFe-3, ERNiCrFe-6
ENiCrFe-2, ENiCrFe-3
ERNiCrFe-3, ERNiCrFe-6
N06625 Alloy 625 Electrodo revestido,
varilla y alambre
ENiCrFe-2, ENiCrMo-3
ERNiCrFe-3, ERNiCrMo-3
ENiCrFe-2, ENiCrMo-3
ERNiCrFe-3, ERNiCrMo-3
N08825 Alloy 825 Electrodo revestido,
varilla y alambre
ENiCrMo-3
ERNiCrMo-3
ENiCrMo-3
ERNiCrMo-3
N10665 Alloy B-2 Electrodo revestido,
varilla y alambre
ENiMo-7
ERNiMo-7
ENiMo-7
ERNiMo-7
N10276 Alloy C-276 Electrodo revestido,
varilla y alambre
ENiCrMo-4
ERNiCrMo-4
ENiCrMo-4
ERNiCrMo-4
N06455 Alloy C-4 Electrodo revestido,
varilla y alambre
ENiCrMo-4
ERNiCrMo-7
ENiCrMo-4
ERNiCrMo-7
N06007 Alloy G Electrodo revestido,
varilla y alambre
ENiCrMo-9
ERNiCrMo-1
ENiCrMo-9
ERNiCrMo-1
1.- Algunas de estas aleaciones están basadas en marcas registradas. Estas aleaciones pueden ser conocidas por otros nombres. 2.- Referidas a las especificaciones AWS A5.11 y A5.14 de los consumibles de aleaciones de níquel.
Tabla 8. Propiedades mecánicas típicas de uniones de aleaciones de níquel con aceros
Aleación de níquel Acero Consumible 2
Carga
de
rotura
en
MPa
Deformación
%
Localización
de la
fractura. UNS Nº
Designación
común 1
Nomenclatura
AISI / ASTM
N04400
N04400
N06600
N06600
N06625
N06625
N08800
N10001
N10002
N10002
Alloy 400
Alloy 400
Alloy 600
Alloy 600
Alloy 625
Alloy 625
Alloy 800
Alloy B
Alloy C
Alloy C
410
304
347
405
304
410
347
A36 = S235
316
A36 = S235
ENiCrFe-2
ENiCrFe-2
ENiCrFe-2
ENiCrFe-6
ENiCrMo-3
ERNiCrMo-3
ERNiCrFe-6
ENiMo-1
ENiCrFe-2
ENiCrMo-5
564
575
656
621
629
566
625
414
624
421
34
45
29
35
-
-
33
-
33
-
Alloy 400
Alloy 400
Alloy 600
Acero
inoxidable
Acero
inoxidable
Acero
inoxidable
Alloy 800
Acero ASTM
A36
Acero
inoxidable
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Tabla 8. Propiedades mecánicas típicas de uniones de aleaciones de níquel con aceros
Aleación de níquel Acero Consumible 2
Carga
de
rotura
en
MPa
Deformación
%
Localización
de la
fractura. UNS Nº
Designación
común 1
Nomenclatura
AISI / ASTM
Acero ASTM
A36
1. Algunas de estas aleaciones están basadas en marcas registradas. Estas aleaciones pueden ser conocidas por otros nombres.
2. Referidas a las especificaciones AWS A5.11 y A5.14 de los consumibles de aleaciones de níquel.
9. UNIONES DE ALEACIONES DE COBRE-NÍQUEL CON
ACERO AL CARBONO/ACERO INOXIDABLE
En muchas aplicaciones para plantas químicas, se construyen algunos componentes de cobre o
de aleaciones de cobre, para los requisitos especiales de resistencia a la corrosión que se debe
cumplir, mientras el resto del componente se construye de acero. Cuando es necesaria la total
hermeticidad entre los componentes, o una resistencia moderada a presión interna en
recipientes a presión, las uniones con bridas no son las más adecuadas, entonces se tiene que
recurrir a la soldadura.
Durante el soldeo, el cobre líquido puede difundirse en los límites de grano del acero,
conduciendo a la dislocación de la microestructura y a la aparición de grietas. Esta forma de
fisura se denomina grietas por soldeo fuerte (Lötrissigkeit). Las condiciones para que ocurran
estas grietas son:
El material humectado con el baño de soldadura fuerte (cobre, bronce, latón u otros)
deberá encontrarse bajo el efecto de cargas externa o esfuerzos residuales internos de
tensión. Las aleaciones de cobre tienen una carga de rotura bajo esfuerzos combinados
de 150 a 180 N/mm2.
El punto de fusión del metal líquido de menor peso específico, debe ser relativamente
alto.
El metal líquido, debe ser por lo menos limitadamente, soluble en el metal base.
El peligro de la formación de grietas ya no está presente cuando el cordón de soldadura está
totalmente solidificado. La tendencia a la formación de grietas por soldeo fuerte disminuye la
resistencia a las cargas dinámicas o al fallo por fatiga en comparación con la carga de rotura. Si la
unión entre cobre y acero al carbono estará sometida a muy bajos esfuerzos, la tendencia a la
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fisura por soldeo fuerte tiene pocos efectos sobre la resistencia de la unión soldada. En estos
casos es permisible soldar cobre con acero directamente sin ningún cojín intermedio.
Para uniones soldadas sometidas a grandes esfuerzos de tensión, eliminando el peligro de las
fisuras por soldeo fuerte, así como para la unión de aceros inoxidables al cromo-níquel con
cobre, es preciso evitar la dilución del cobre en los granos del acero, esto es posible con un cojín
de varias pasadas de níquel sobre la superficie de cobre, utilizando después níquel como metal
de aportación para soldar la unión disímil. La buena solubilidad del níquel con el acero y del
níquel con el cobre independientemente, hace posible realizar una unión soldada libre de
grietas, con buenas propiedades de resistencia y resiliencia.
En las aplicaciones prácticas es muy importante la unión de aleaciones de cobre con acero al
carbono o con aceros de baja aleación. La Tabla 9 sirve como guía para algunas combinaciones
posibles.
Las indicaciones para las soldaduras cobre-acero son válidas también para las uniones
cuproníquel-acero, con la única excepción del precalentamiento del cobre. Por un lado la
conductividad térmica de los cuproníqueles es similar a la del acero, con lo que desaparece la
necesidad de tal precalentamiento. Por otro lado, los cuproníqueles no deben precalentarse por
encima de 65 ˚C ya que hay peligro de grietas en caliente y de pérdida de resistencia a la erosión
corrosión por precipitación del hierro disuelto.
La Figura 14 muestra el diagrama del sistema cobre níquel. Sólo hay una fase, solución sólida.
Intervalo de solidificación corto. Se usa el untado (Buttering) de níquel sobre cobre. La Figura 15
muestra las zonas libres de grietas en caliente o grietas de soldeo fuerte, la dilución de los
consumibles de cobre-níquel, con hierro o cromo, o con la combinación de ambos, deberá estar
limitada al 5%. Estas aleaciones CuNiFe soldadas a los aceros al carbono o inoxidables tiene
aplicaciones en la construcción naval. Lo usual es untar el acero inoxidable con níquel o
aleaciones ricas en níquel para evitar la dilución de cobre con hierro o cromo, luego la unión
puede ser realizada con aleaciones cobre-níquel o níquel cobre.
Mó
du
lo II. Tem
a 2.22
Sold
eo en
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Cu
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Tabla 9. Posibles uniones soldadas de acero con cobre y con aleaciones de cobre
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LDA
DU
RA
Y TEC
NO
LOG
ÍAS D
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IÓN–C
ESOL
Datos para el soldeo
Uniones de cobre con: Uniones de acero con: Acero al carbono Acero inoxidable
al cromo-níquel Latón Bronce al estaño Bronce al aluminio Bronce al
silicio Aleaciones de cobre-
níquel
Procesos 111-141-131 111-141-131 31-111-141 111, 141 111, 141, 131 141, 131 111, 141,
131
Consumibles
Esfuerzo bajo: Electrodos de bronce al estaño. Alambres o varillas de cobre o de bronce. Esfuerzo alto: Electrodos, varillas o alambres de níquel puro, para recubrir el bisel del cobre. La unión se realiza con electrodos, alambres o varillas de acero al cromo-níquel
Chapas, t<3 mm: Alambres o varillas de níquel puro. Chapas, t>3 mm: Electrodos, varillas o alambres de níquel puro, para recubrir el bisel del cobre. La unión se realiza con electrodos, alambres o varillas de acero al cromo-níquel
Esfuerzo bajo: Varillas de soldeo de latón (L-Ms 60) con fundente. Esfuerzo alto: Electrodos, varillas o alambres de níquel puro, para recubrir el bisel del acero. Soldar la unión con varillas de cobre (S-CuSn)
Esfuerzo bajo: Electrodos o varillas de bronce al estaño. Esfuerzo alto: Elegir en base a ensayos mecánicos y pruebas de cualificación de procedimientos de soldeo.
Esfuerzo bajo: Electrodos, alambres o varillas de bronce al aluminio. (S-CuAl8) Esfuerzo alto: Electrodos, varillas o alambres de níquel puro, para recubrir el bisel del bronce al aluminio. La unión se realiza con electrodos, alambres o varillas de níquel puro.
Esfuerzo bajo: Alambres o varillas de bronce al silicio. (S-CuSi) Esfuerzo alto: No hay experiencias satisfactorias debido a las fisuras por soldeo fuerte.
Esfuerzo bajo: Electrodos de cobre-níquel (S-CuNi). Esfuerzo alto: Electrodos, de níquel- cobre. (NiCu 30 Fe)
Procedimiento
Esfuerzo bajo: Precalentar el bisel del cobre hasta 450–500º C (rojo cerezo). Soldar con el consumible de cobre o bronce, atender al peligro de la formación de grietas por soldeo fuerte. Esfuerzo alto: Proceder de forma similar al caso de acero inoxidable.
Chapas, t<3 mm: Preparar juntas en “V”, soldar con el proceso TIG. Puede prescindirse del untado del bisel de cobre. Chapas, t>3 mm: Precalentar el bisel del cobre entre 200 hasta 500º C. Soldar un cojín de dos capas. Soldar la superficie de níquel con el acero al cromo níquel
Esfuerzo bajo: Soldeo oxigas con varillas de latón. Esfuerzo alto: Recubrir el bisel del acero con dos capas de níquel puro. Después unir con el latón utilizando varillas de cobre
El soldeo con electrodo revestido o con el proceso TIG, utilizando consumibles de bronce al estaño solamente son aplicables a bajos niveles de esfuerzos. Un cojín de níquel puro no ofrece buenos resultados, es necesario realizar ensayos destructivos para conocer la resistencia de la unión.
Esfuerzo bajo: Soldeo con electrodos revestidos o varillas de bronce al aluminio. Esfuerzo alto: Recubrir el bisel del bronce al aluminio con níquel puro. Soldar la unión con consumibles de níquel puro.
Esfuerzo bajo: Soldeo TIG o MIG con los consumibles de bronce al silicio. El recargue con níquel puro para evitar la fisura por soldeo fuerte no da resultados aceptables, por eso es que no se utiliza esta combinación para esfuerzos altos.
Esfuerzo alto: La unión se realiza con electrodos de níquel, no es necesario precalentar. El arco debe mantenerse corto.
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Revisió
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Figura 14. Diagrama de fase níquel cobre. Sólo hay una fase, solución sólida. Intervalo de solidificación
corto. Se usa el “Buttering” de níquel sobre cobre
CUPRONÍQUELES: %Cu 70-90. Contienen adiciones menores de hierro manganeso y cinc. La
resistencia a la erosión-corrosión es mejor cuando el hierro está en solución sólida, así que se
cuida de no calentar el metal mucho. Por otro lado el cuproníquel tiene tendencia a grietas en
caliente así que, por ambas razones, no se precalienta por encima de 65 ˚C.
Figura 15. Diagrama ternario Fe-Cu-Ni, se muestra la región de grieta en caliente o grieta de soldeo
fuerte, y la zona libre de la susceptibilidad a estas grietas.
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10. UNIONES DE ALEACIONES DE NÍQUEL CON ACERO
AL CARBONO.
Para el soldeo de acero con aleaciones de alto contenido de níquel, es necesario observar
algunas particularidades, las soldaduras ferríticas, y adicionalmente aleadas con cromo tienden a
la formación de martensita, siendo sensibles al endurecimiento. Soldaduras de níquel-cobre del
tipo NiCu30Fe no son compatibles con cromo (mayor al 6%) o con acero con alto contenido de
carbono, debido a la alta tendencia al agrietamiento en caliente. Las soldaduras de los aceros
inoxidables comunes 18% Cr / 8% Ni contienen ferrita, con la que se disminuye la tendencia a la
formación de grietas en caliente. Una aleación de níquel en cambio, propicia la formación de
austenita y conlleva la formación de grietas en caliente. Además un contenido mayor al 3% de
cobre en estos depósitos conduce a la fractura en caliente ya en servicio (caso de fallo diferente
al de la grieta en caliente).
Cuando se deban soldar aleaciones de níquel-cobre del tipo NiCu30Fe con acero sin aleación, se
pueden utilizar consumibles de Ni-Cu con bajo contenido de carbono, adicionalmente se deben
emplear consumibles con elementos desgasificantes. Para unir las aleaciones níquel-cobre en
mención, con aceros al cromo es recomendable untar o depositar una capa de níquel puro. El
soldeo de las aleaciones endurecibles NiCu30Al con acero debe ocurrir en estado recocido de
disolución, después del soldeo se hace nuevamente el temple de endurecimiento. Para este
efecto es importante observar, que la temperatura de temple sea de 750 a 800 ˚C, con lo que el
acero no alcance la temperatura necesaria para una transformación completa en austenita, es
decir solo se logra una transformación parcial de la fase alfa ( ) en gama ( ). Con el enfriamiento
final pueden originarse del lado del acero, tensiones residuales y estructuras no deseables, para
eliminarlas es necesario hacer un revenido.
La unión de aleaciones de níquel-cromo-hierro con acero se han desarrollado consumibles
similares a las aleaciones en mención, del tipo S-NiCr15FeNb. El soldeo de las aleaciones
endurecibles NiCr15Fe7 deben ser muy raramente solicitadas. A similitud de las aleaciones
endurecibles níquel-cobre, deberán soldarse en estado recocido de disolución, siendo el
tratamiento de temple posterior al soldeo. También para la unión de las aleaciones de níquel-
molibdeno con acero existen consumibles adecuados de base níquel-molibdeno. Asimismo se
puede utilizar el material de aportación mencionado, del tipo S-NiCr15FeNb.
La experiencia práctica ha demostrado que la dilución del metal de aportación níquel con hierro
no debe superar el 40% con electrodo revestido y el 25% con TIG, MIG y arco sumergido.
En la Tabla 7 y en la Tabla 8 se recomiendan los consumibles más adecuados a cada caso. A
veces surge el problema del contenido de azufre y fósforo del acero, que resulta elevado para la
aleación de níquel. En este caso se cuidará de reducir la dilución.
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A continuación indicamos las diluciones máximas permisibles para distintos metales de
aportación.
Tabla 10. Dilución de los consumibles base níquel con hierro
Metal de soldadura Dilución max. Con hierro (%)
Ni (TIG, MIG, arco sumergido) 25
Ni (electrodo revestido) 40
Ni-Cu (TIG y MIG con Tratamiento térmico, relajación) 5
Ni-Cu (TIG, MIG) 10
Ni-Cu (arco sumergido) 25
Ni-Cu (electrodo revestido) 30
Cu-Ni 5
Cu-Ni (TIG, MIG, arco sumergido) 25
Ni-Cr (electrodo revestido) 40
Tabla 11. Dilución de los consumibles base níquel con cromo
Metal de soldadura Dilución max. Con cromo (%)
Ni 30
Ni-Cu 6
Cu-Ni 10
Ni-Cr 10
Los metales de aportación Ni-Cr se utilizan cuando hay dilución con cromo.
Hay que cuidar la dilución cuando el metal base contiene alto porcentaje de silicio (acero
inoxidable austenítico fundido). El contenido de silicio en el metal de soldadura no debe superar
el 0,75%
11. UNIONES DE ACERO INOXIDABLE Y ALEACIONES DE
COBRE
La dilución (5%) del cobre con hierro conduce a grietas en caliente. Además, el cobre tiende a
difundirse entre los bordes de grano de la zona térmicamente afectada del acero, produciendo
fisuras por soldeo fuerte. Por otro lado al solidificar aparecen en el sistema cobre-hierro dos
fases que, aunque son soluciones sólidas y por tanto dúctiles (y no frágiles como los compuestos
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intermetálicos), pueden dar problemas de corrosión. Para evitar la dilución con hierro del metal
de aportación se utiliza el untado (buttering) de níquel sobre el acero.
Figura 16. Diagrama cobre hierro (Cu-Fe)
Obsérvese el gran intervalo de solidificación que hay en una amplia gama de composiciones: Hay
propensión a grietas en caliente.
No hay compuestos intermetálicos frágiles, pero hay dos fases (que son soluciones sólidas,
dúctiles): puede haber problemas de corrosión.
Los cobres comerciales pueden unirse a aceros ferríticos o aceros inoxidables austeníticos con
metal de aportación ERNi-3. Si se hace con previo untado (buttering) se garantiza una mejor
calidad. En estas uniones el cobre se precalienta entre 200 a 500 ˚C, dependiendo del espesor de
chapa y del proceso de soldeo. El precalentamiento es necesario para neutralizar la
conductividad térmica del cobre, sino no se alcanzaría la temperatura del punto de fusión para
soldar.
También el metal de aportación ER CuAl-A2 permite soldar cobre a acero ferrítico o inoxidable
austenítico con o sin untado. Esto se debe a que este consumible tolera la dilución con hierro.
Salvo en el caso del metal de soldadura ERNi-3 las uniones cobre-acero tienden a ser soldadura
de fusión sólo en el lado del cobre, mientras que en el lado del acero es una soldadura fuerte
(“brazing”) ya que aquí la temperatura de fusión del acero es superior a la del consumible.
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Por ello con otros metales de aportación, como el ERCuAl-A2, se tratará de penetrar en el acero
ya que en caso contrario la resistencia de la junta es peor, y bajo tensiones altas puede fallar la
interfase aleación de cobre/acero.
La Tabla 9 también tiene una columna sobre las sugerencias para la unión de acero inoxidable
con cobre.
12. UNIONES DE ACERO CON ALUMINIO / ALEACIONES
DE ALUMINIO
El soldeo de acero con aluminio es difícil, porque de acuerdo con el diagrama de estado hierro-
aluminio, aparecen compuestos intermetálicos duros y frágiles en un rango muy amplio. Un
recubrimiento previo del acero con aluminio, por ejemplo mediante inmersión en aluminio
líquido, o mediante termorrociado, facilita la unión cuando se utilizan consumibles de aluminio-
silicio.
Tabla 12. Valores de carga de rotura de uniones a tope de aluminio con acero soldadas con el proceso
TIG.
Combinación de
materiales
Capa intermedia Consumible Carga de rotura
N / mm2
Lugar de la
fractura
Acero / Al 99,5 Sn S-Al99,5Ti 80 Capa intermedia
Acero / AlMn 1,5 Zn S-AlSi 5 100 Capa intermedia
Acero / AlMg 3 Sn S-AlMg 5 160 Capa intermedia
Acero / AlMg 3 Zn S-AlMg 5 120 Capa intermedia
Acero / AlMgMnSi Sn S-AlMg 5 130 Capa intermedia
Acero / AlMgMnSi Sn S-AlMg 5 140 Capa intermedia
También se han logrado resultados aceptables recubriendo el acero con zinc o estaño, mediante
un recubrimiento depositado con llama (soldeo oxigás), o por inmersión en el metal líquido, con
lo que se reduce el peligro de la fisura por soldeo fuerte. Finalmente se realiza el soldeo de acero
con aluminio mediante el proceso TIG con un material de aportación similar a la del aluminio
empleado. La Tabla 12 contiene algunos datos sobre los valores posibles de carga de rotura en
uniones soldadas a tope, de aluminio con acero. La rotura se presentó en todo caso en la capa
intermedia, aun cuando en casi todos los casos se logró un doblado a 180º. Las uniones a solape
y las uniones en ángulo no son recomendables debido a la mala distribución de los esfuerzos y al
peligro de corrosión. La unión de acero de alta aleación al cromo níquel con aluminio se dificulta
por la tenacidad de las capas de óxido de ambos metales en la unión. Se han dado casos de
unión de tubos de acero inoxidable con tubos de aluminio, en los que se utilizó una combinación
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de soldeo fuerte con soldadura, el tubo de acero inoxidable queda inserto dentro del tubo de
aluminio, primero se estaña (recargue con estaño) la pared del tubo de acero inoxidable, para
unir por soldeo fuerte al tubo de aluminio, una vez que se logra evitar el giro entre ambos tubos,
se puede soldar el solape de ambos tubos con el proceso TIG.
El proceso que está dando muy buenos resultados en la unión de acero con aluminio y sus
aleaciones, es el de soldeo por fricción. De hecho es ideal para una gran cantidad de
combinaciones de uniones disímiles. Las principales ventajeas de este proceso son:
Para la construcción soldada:
Soldeo en lugares de difícil acceso (soldeo de espárragos, y piezas de diseño
complicado)
Mínima contracción.
Conservación de la reproducibilidad de la contracción.
Para el material:
Conservación de las propiedades.
Mínimo cambio metalúrgico.
Control de la temperatura durante el ciclo térmico.
Fabricación:
Ajuste preciso de las variables del proceso.
Amplio rango de ajuste de los parámetros de soldeo.
Facilidad de automatización.
Calidad:
Reproducibilidad, control de los parámetros.
Ajuste del proceso, facilidad de pruebas mediante ensayos no destructivos.
La Figura 17A muestra un eje de automóvil compuesto por un vástago y base de acero, que se
une a un tubo de aluminio para disminuir el peso del componente. La unión de ambos metales
está garantizada para la carga dinámica que deberá soportar. Otro caso es un perno de acero M8
cuya base está soldada a un tubo de aluminio de 20 mm x 2 mm, como se muestra en la Figura
17B.
(A) (B)
Figura 17. (A) Eje de automóvil compuesto por piezas de acero y aluminio soldadas por fricción y (B)
tubo de aluminio soldado a una base de acero que tiene un perno M8
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13. UNIONES DE COBRE CON ALUMINIO / ALEACIONES
DE ALUMINIO.
El aluminio se diluye con la mayoría de los metales no ferrosos en estado líquido, pero forma
compuestos intermetálicos frágiles, comúnmente formados en estado sólido. Estos compuestos
limitan la aplicación del soldeo por fusión del aluminio con otros metales. Para unir aluminio con
cobre se recarga el cobre con una capa de plata o aleación de plata, la unión se suelda con
consumibles de aluminio o aluminio-silicio.
También es aplicable la soldadura de tapón en uniones de
solape, donde el consumible puede ser de cobre o de
aluminio. Sin embargo este tipo de uniones son complicadas
por el solape y fácilmente puede ser reemplazada por una
unión remachada.
La soldadura por fricción ha dado buenos resultados en
algunos elementos de conexiones eléctricas, donde la mayor
importancia es la conductividad eléctrica de la unión, un
ejemplo de estos elementos se ilustra en la Figura 18.
14. UNIONES DE NÍQUEL CON COBRE.
Lo expuesto en el apartado 9 es válido para las uniones de níquel con cobre, la Figura 14 y en la
Figura 15 son también útiles para este tipo de unión. Debido a la mayor conductividad térmica
del cobre, el untado con níquel o aleación de níquel deberá realizarse sobre la superficie del
cobre. Luego la unión se realizará con níquel.
Figura 19. Unión de un acero S355J2G3, con un acero X 6R Ni Ti 18 10 (W.Nr. 1,4541) con un electrodo
básico AWS A5,9 E 316L.
Figura 18. Conexiones eléctricas
de cobre soldadas a manguitos
de aluminio.
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