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Soldabilidad del Acero.
Profesor: Dr. Félix Ramos.

Los obreros, técnicos, supervisores, gerentes, ingenieros y todo aquél personal
responsable de los trabajos de soldadura de alto riesgo deben conocer, que el
criterio básico de la calidad de una unión soldada es su resistencia al
agrietamiento, lo cual constituye un índice de soldabilidad.
Grietas en las Uniones soldadas
Grietas externas Grietas internas
Grietas en la Zona
Afectada por el Calor
(ZAC).
Grietas en la Zona
Fundida (ZF).
Grietas
Longitudinales
Grietas
transversales

Un acero, según la ISO-581-80, se considera soldable en un grado prefijado, por
un procedimiento determinado y para una aplicación específica cuando mediante
una técnica adecuada se puede conseguir la continuidad metálica de la unión de
tal manera que ésta cumpla con las exigencias prescritas con respecto a sus
propiedades locales y su influencia en la construcción de la que forma parte
integrante.
La soldabilidad de un material bajo determinado proceso puede catalogarse de las
siguientes formas:
Buena soldabilidad: No hay que aplicar ninguna medida para garantizar la
resistencia de la unión utilizando un determinado tipo de soldadura. Ejemplos:
precalentamiento, postcalentamiento, etc.
Soldabilidad limitada: Se logra la resistencia de la unión soldada bajo
determinadas condiciones. Ejemplo: Se necesita dar un precalentamiento a
200 ºC al material para evitar fragilidad en la unión.
Soldabilidad nula: Bajo ninguna condición se puede garantizar la resistencia de
la unión soldada. Por ejemplo: la fundición blanca (fundiciones con alto % de
cementita), no tiene soldabilidad por fusión, pues bajo ninguna condición se
puede lograr una unión con resistencia mecánica suficiente.
1.1. Soldabilidad de los aceros.

La soldabilidad puede abordarse bajo los tres aspectos siguientes:
La soldabilidad operatoria: relativa a la operación de soldadura, estudia las
condiciones de realización de las uniones por fusión o por cualquier otro
procedimiento, por ejemplo por presión. Ejemplo: El aluminio que forma óxidos de
alto punto de fusión que no pueden soldarse a llama sin el empleo de fundentes o
problemas para soldar con arco eléctrico y CA.
- La soldabilidad metalúrgica: relativa a las modificaciones físico-químicas y
estructurales resultado de la operación de soldadura. Ejemplo: Los aceros
inoxidables austeníticos y la precipitación de carburos de cromo (corrosión
intercristalina) y aceros aleados y su tendencia a formar martensita.
- La soldabilidad constructiva (o global): que se dedica a definir las propiedades
de conjunto de la construcción por la sensibilidad de la unión o la deformación y a
la rotura bajo el efecto de las tensiones. Ejemplo: los Hierros fundidos que por su
poca plasticidad no pueden absorber las deformaciones propias del proceso de
soldadura.

Independientemente de que un determinado material tenga buena soldabilidad no
se puede afirmar que se cumplirán las exigencias de la soldadura, pues es
necesario establecer cuales son los requisitos de calidad adecuados al tipo de
construcción soldada, los cuales se toman de acuerdo a una norma seleccionada.

1.2. Tipos de agrietamientos.
El conocimiento del mecanismo del agrietamiento, es muy importante para su
posterior prevención. Algunos tipos de agrietamientos son intrínsecos al material
y su prevención es complicada, otros tipos de agrietamientos son en sumo grado
afectados por el procedimiento de soldadura.
Clasificación del agrietamiento acorde al
mecanismo de formación.
Agrietamiento en
Frío
Agrietamiento en
Caliente
Agrietamiento
Laminar
Grieta de recocido

Agrietamiento en caliente.
Se denominan grietas en caliente a la rotura intercristalina de la costura soldada
o en la zona próxima a la misma zona de sobrecalentamiento que aparece en el
intervalo de temperatura de fragilidad, producto del ciclo termodeformacional de
soldadura.
Surgen principalmente en la misma costura en el instante de la cristalización,
cuando se encuentra en estado semisolidificado (cristales + liquido) y aun tiene
poca resistencia. Cuando mayor tiempo se encuentre el metal en este estado,
tanto mayor es el peligro de que se formen grietas en caliente, a igualdad de las
demás condiciones.
Los elementos que ensanchan el
intervalo entre la líneas de líquido y
de sólido elevan la sensibilidad a las
grietas en caliente. Ejemplo: el
carbono ejerce influencia
desfavorable, ya que ensancha el
intervalo de cristalización y por lo
tanto, facilita la formación de grietas
en caliente.

El fenómeno ocurre en la unión soldada, durante el enfriamiento del sólido a una
temperatura alrededor de 850° C, estas grietas están asociadas a:
- Grietas de Solidificación.
- Grietas de Licuación.
- Grietas de Poligonización.
Las grietas de solidificación: Ocurren en el metal de la costura, en el momento de
su solidificación en la frontera de la celda.
Las grietas de licuación: Ocurren en zona adyacente al metal base o también en
el metal de la costura en el caso de varias pasadas.
Las grietas de poligonización: Ocurren en un rango de temperatura baja,
alrededor de la temperatura de recristalización. Esto ocurre para aceros de alta
aleación.

Se plantea que las grietas en caliente aparecen en aleaciones que poseen redes
cristalinas de grano grueso con una concentración local de fases de bajo
punto de fusión.
De acuerdo a la temperatura de aparición, las grietas en caliente se dividen en:
a) Grietas de cristalización: Aparecen a temperaturas entre el Líquido - Sólido.
b) Grietas en estado sólido: Aparecen a temperaturas inferiores a la temperatura
de solidificación.
Varias teorías aparecieron desde la década del 50, del siglo pasado para explicar
la ocurrencia del Agrietamiento en caliente (esencialmente grietas de
solidificación). Resumamos lo esencial de ellas.

La Teoría desarrollada por Medovar en 1954, tomó en cuenta el hecho que el
agrietamiento está asociado con segregaciones. A más ancho rango sólido –
líquido de la aleación, mayor la suceptibilidad. Sin embargo, esta Teoría no fue
enteramente satisfactoria.
En 1960, Borland, propuso la Teoría generalizada del agrietamiento. Acorde a
ella la solidificación involucra 4 etapas que son clasificadas de acuerdo a la
distribución de las fases de sólido y líquido, para una aleación binaria, tal y
como presenta la figura:

En la etapa 1, la fase sólida es dispersa, la fase líquida es continua y ambas fases
pueden proveer un movimiento relativo. En la etapa 2, ambas fases son continuas,
pero las dendritas sólidas están enclavadas y solo el líquido es capaz de moverse.
En esta fase el líquido puede remediar algunas grietas formadas. En la etapa 3, los
cristales sólidos están en un estadio avanzado de desarrollo, y el paso libre del
líquido es evitado o impedido. El líquido está presente en cantidades muy
pequeñas. Si en este estadio una tensión es aplicada, que exceda la tolerancia del
material, ocurrirá el agrietamiento y las grietas no podrán ser llenadas con la fase
líquida remanente. Este estado, durante el cual la mayor parte del agrietamiento
ocurre, es llamado “Critical Solidification Range”. En la etapa 4 la solidificación se
completa, y no es posible agrietamiento que involucre a la fase líquida.
Borland planteó que para una sensibilidad alta al agrietamiento, además de una
ancho rango de enfriamiento, el líquido debía también distribuirse en una forma que
permitiera que altas tensiones se acumularan entre los granos. Los casos extremos
en los cuales el líquido puede distribuirse es como una película o como gotas
aisladas. El comportamiento real va a depender de la razón de la energía interfacial
entre las fases líquida y sólida.
El mojado de las fronteras de grano por una película líquida continua para una
energía interfacial menor que 0.5 y para valores mayores a 0.5 la resistencia al
agrietamiento se incrementa.

Borland mostró que la razón de energía interfacial para la película de sulfuro de
hierro – hierro es muy cercana a 0.5, lo que explica el efecto nocivo del azufre
en el hierro. Esta Teoría reveló la importancia del “wetting” en relación al
agrietamiento. Sin embargo esta Teoría no está exenta de dificultades: Acorde a
ella se creía que las grietas se iniciaban durante el último estadio de la
solidificación, cuando la mayoría del líquido se había solidificado. Algunas
observaciones experimentales de Matsuda en 1982 y Semenyuk en 1986,
indicaban sin embargo que las grietas en caliente pueden iniciarse a
temperaturas muy cercanas a las de líquido, y con fracciones sólidas más
pequeñas que lo que previamente se creía.
En 1990, Matsuda propuso: Teoría de Borland modificada, la cual sugiere que la
iniciación y propagación de las grietas deben ser consideradas separadamente.
Acorde a ella el “Critical Solidification
Range” (etapa 3) comienza a una
temperatura mayor (cercana a la de líquido)
y se subdivide a su vez en dos etapas: una
etapa de iniciación (etapa 3(h)) en la que
las grietas pueden iniciarse y una etapa de
propagación (etapa 3(l)) en la que las
grietas existentes crecen.

Muchos investigadores creen que existe un rango de temperatura durante la
solidificación sobre el cual el material permanece propenso a la fragilidad y que
es medible experimentalmente. La idea es que, independiente del campo de
tensiones que se experimente durante la soldadura, el rango de temperatura de
susceptibilidad conocido como “Brittle Temperature Range” (BTR) puede ser
considerado como una función de la composición.
Matsuda mostró que el BTR puede ser obtenido por el cálculo de la composición
del líquido aplicando la ecuación de Schiel. Los métodos de ensayo del
agrietamiento en caliente, que permiten la medición del rango de temperatura de
fragilización, son por consiguiente muy útiles para predecir el agrietamiento en
condiciones reales (se detallará más adelante).

Agrietamiento en frío.
Consiste en una fractura local frágil transcristalina del metal de la unión
soldada. El agrietamiento en frío está caracterizado por un tiempo de
incubación de la grieta en formación, la temperatura y el punto de ocurrencia.
Este fenómeno ocurre a temperatura por debajo de 300° C en la ZIT, o en el
metal de la costura, después de algunas horas de terminarse la soldadura.
El agrietamiento en frío está condicionado por la interacción de tres factores
básicos:
a) Estructura de martensita acicular.
b) Hidrógeno difusivo.
c) Tensionamiento en la vecindad de la unión soldada.
2.2.2.1. Estructura martensítica.
El factor microestructural, la formación de martensita y su cantidad, es
afectada por la composición química del acero y la velocidad de enfriamiento.
La velocidad de enfriamiento de la ZAC, está determinada por los parámetros
del régimen de soldadura (por las condiciones): Corriente, voltaje, velocidad
de soldadura, espesor de la plancha a soldar, forma de la unión y la
temperatura de precalentamiento.

El hidrógeno difusible.
Generalmente una pequeña cantidad de hidrógeno es suficiente para causar la falla
debido a que tiene la habilidad de magnificar su efecto por su migración a las
regiones de altas tensiones triaxiales. Muchas aleaciones son susceptibles a la
fragilidad por hidrógeno y de hecho casi ninguna es inmune a este tipo de
fragilización. Entre las aleaciones más propensas a este fenómeno tenemos las
aleaciones de Fe, Ni, Al, Ti. Zr, etc.
El mecanismo de difusión intersticial es el que permite el movimiento migratorio del
hidrógeno dentro del metal. Los defectos de la red, las inclusiones, etc. pueden ser,
y de hecho son, barreras a la difusión del hidrógeno.
El hidrógeno, al ser absorbido por el metal fundido de la costura, se va a difundir
hacia el metal vecino a través de la Zona Afectada Térmicamente (ZAT) y va a
depender de: a) La cantidad de hidrógeno absorbido y así pues de la fuerza motriz
para el proceso de difusión; b) La geometría del cordón soldado y los gradientes
térmicos asociados; c) La presión parcial del hidrógeno en la atmósfera adyacente
al cordón soldado que se está enfriando; d) La composición y microestructura del
metal soldado y la placa base.

El hidrógeno no puede ser absorbido si no se
encuentra en su forma atómica, de ésta manera
la elevada temperatura en la zona del arco
hace que el hidrogeno se presente en forma de
iones y pase con facilidad al baño de metal
líquido. Según la distribución de temperatura en
la zona de la soldadura y las diferentes
propiedades de solubilidad y difusión del
hidrógeno en las distintas fases del hierro hace
que éste pase a las zonas frías partiendo de las
calientes.
El hidrógeno existente en la zona 1 (Austenita), producto del propio enfriamiento del
cordón y del traslado del arco se presenta en la zona 2 que al tener ya menos
temperatura predomina la fase ferrítica más la cementita. Como resultado de la
baja solubilidad del hidrógeno en la ferrita y alta capacidad de difusión éste se
traslada hacia la zona 3 , que producto de la temperatura se encuentra todavía en la
fase de Austeníta, donde el hidrógeno es más soluble pero tiene menos capacidad
de movimiento

Por la baja difusión a través de esta fase
(austenita) el hidrógeno no va mucho más
allá de la zona de sobrecalentamiento.
Debido al enfriamiento del metal la zona 3 se
convierte en la zona 4, donde el acero ya a
menos temperatura se caracteriza por la fase
ferrítica.
Como consecuencia de la baja solubilidad del hidrógeno en dicha fase como ya se
ha señalado, éste es expulsado hacia las discontinuidades de la estructura
convirtiéndose nuevamente en hidrógeno molecular, creando tensiones elevadas
que al sobrepasar el límite de rotura del material puede ocasionar el agrietamiento.
Si junto a las tensiones provocadas por el hidrógeno existen tensiones como
consecuencia de estructuras de temple de elevada dureza, entonces el
agrietamiento es evidente.

El proceso de difusión puede verse obstaculizado e incluso prevenido por las
llamadas “trampas de hidrógeno”. Estas trampas pueden clasificarse como: a)
Muy reversibles: El hidrógeno atómico (H) es liberado a temperatura ambiente o
menores, ej: dislocaciones, sitios en los intersticios entre los átomos; b)
Reversibles: El Hidrógeno es liberado a temperaturas entre 112 – 270º C, ej:
Atomos sustitucionales de Ti, fronteras de granos, dislocaciones, interfases
ferrita/carburo y ferrita/cementita, austenita revenida; c) Irreversibles: El
Hidrógeno es liberado a temperaturas entre 305 – 750º C, ej: microvacancias,
inclusiones/precipitados de Fe2O3, Fe3O4, MnS, Al2O3, SiO2, TiC.
Donde el hidrógeno puede continuar difundiéndose a través del metal es referido
como hidrógeno difusible y donde el hidrógeno permanece atrapado en la
estructura a una temperatura dada, se refiere como hidrógeno residual. En los
métodos para la determinación experimental del hidrógeno difusible, el efecto de
la temperatura sobre la liberación del hidrógeno debe ser tenido en cuenta.

La tecnología de soldadura es un factor importante en el contenido de hidrógeno
difusible (Hd). Las fuentes pueden ser:
a). Electrodo no precalentado.
b). Herrumbre, alambre, fundente.
c). Humedad atmosférica, etc.
Cada tecnología posee un nivel de Hidrogeno difusible.
Tecnología Hd (ml/100g)
MAG 2-7
Electrodo seco 5
Electrodo no calcinado 17
Electrodo de rutilo 20-35
Electrodo recubierto de celulosa. 35-40

Factores tecnológicos que influyen en la presencia de hidrógeno y el
agrietamiento inducido por hidrógeno en la soldadura.
La absorción de hidrógeno por el metal fundido de la costura, durante la
soldadura por arco, es prácticamente inevitable. Sí queda claro, que la cantidad
de hidrógeno absorbido variará significativamente dependiendo del tipo de
proceso y consumible usado y de las condiciones atmosféricas imperantes en el
momento en que se desarrolle el proceso.
En el caso de los procesos continuos como el GMAW y FCAW hay un gran
número de factores que va a influir en el hidrógeno absorbido, tales como: a)
Corriente de soldadura; b) Longitud de arco; c) Gas protector; d) El hidrógeno
presente en forma de humedad o de compuestos orgánicos contaminantes y la
presión parcial del hidrógeno monoatómico en la columna del arco; entre otros.
Muchos trabajos se han desarrollado en esta dirección para comprobar y
cuantificar tales efectos.
Discutamos, brevemente, algunos resultados de artículos científicos sobre el
tema:

Harwig, D. D. Longenecker, D. P. Cruz, J. H. Effects of weldings parameters
and electrode atmospheric exposure on the diffusible hydrogen content of
Gas Shielded Flux Cored Arc Welds. Welding Journal. September 1999.
Los autores se trazan como objetivo determinar el efecto de los parámetros de
soldadura sobre los resultados de los ensayos de hidrógeno difusible para
electrodos FCAW-G, además desarrollar y evaluar procedimiento para ensayos
de exposición a la atmósfera a electrodos FCAW-G al Cr-Mo y de aceros
suaves y determinar el efecto de esta exposición en la cantidad de hidrógeno
difusible presente en el metal. Los resultados que obtienen indican que:
a) El contenido de hidrógeno difusible aumenta casi linealmente con el incremento
de la corriente de soldadura para un electrodo E71T-1. La longitud libre tuvo un
efecto pequeño en el contenido de hidrógeno difusible a corriente constante.
b) Se encontró que el proceso FCAW-G es susceptible a que se incremente el
contenido de hidrógeno difusible después de su exposición atmosférica.

c) Se determinó que estos electrodos producen soldaduras con altos contenidos
de hidrógeno difusible después de haber sido almacenados por un año en un
cilindro metálico y con condiciones de aire ambiental.
d) Las soldaduras hechas con el electrodo E71T-5 (básico) fueron más
resistentes al incremento del contenido de hidrógeno difusible después de su
exposición a la atmósfera.
e) Para aplicaciones de alta integridad o importancia es necesario observar
prácticas similares a las que se sigue para los electrodos para soldadura SMAW
de bajo hidrógeno.

Rowe, M. D.; Nelson, T. W.; Lippold, J. C. Hydrogen-Induced cracking along
the fussion boundary of dissimilar metals welds. Welding Journal.
February 1999.
Se estudian depósitos de aceros inoxidables austeníticos (ER 308 y ER 309LSi) y
de base níquel (ER NiCr-3), sobre una placa de A 36 empleando proceso
GTAW y atmósferas protectoras de Ar puro y Ar + 6% H2. El objetivo era
determinar si el agrietamiento en la frontera de fusión entre metales disímiles
era causado por el hidrógeno inducido durante la soldadura. Encontraron los
siguientes resultados:
a) Se observó agrietamiento en las soldaduras de simple pasada hechas con la
mezcla Ar + 6% H2, para los tres tipos de metales de aporte.
b) No se observó agrietamiento en las costuras hechas con Ar puro, lo que
permite aseverar que el agrietamiento fue inducido por hidrógeno.
c) El agrietamiento estuvo siempre asociado con regiones de martensita cercana
a la frontera de fusión, la microdureza reveló que las zonas donde apareció
agrietamiento tenían una dureza significativamente mayor que el metal
soldado austenítico.
d) Se constató que el metal de aporte ER 308 exhibió mayor agrietamiento, a
tono con su menor dilución mínima necesaria con el metal base para formar
martensita (solo 16%) comparado con los otros metales de aporte.

Durgutlu, Ahmet. Experimental investigation of the effect of Hydrogen in
Argon as a shielding gas on TIG welding of austenitic stainless steel.
Materials & Design. Volume 25. Issue 1. February 2004.
El autor estudia la influencia de la adición de hidrógeno al argón empleado como
gas de protección. Se establece que para la soldadura de metales diferentes a los
aceros inoxidables austeníticos, aleaciones base niquel y niquel – cobre; el
hidrógeno no es muy recomendado producto de la formación de grietas inducidas
por hidrógeno. En este estudio se emplean tres gases protectores diferentes (Ar
puro, Ar + 1.5 % H2 y Ar + 5% H2) y los resultados de los ensayos mecánicos
muestran que el metal soldado con la mezcla con 1.5 % de H2 posee más
plasticidad (δ =42%) que al emplear la mezcla con 5% de H2 (δ=36%).

Ramazan KaÇar. Effect of solidification mode and morphology of
microstructure on the hydrogen content of duplex stainless steel weld
metal. Materials & Design. Volume 25. Issue 1. February 2004.
El autor comprueba que el valor del hidrógeno contenido es relativamente
independiente del contenido de ferrita en el acero inoxidable. Un resultado así
fue antes reportado en (Y. Kikuchi, C.D. Lundin and K.K. Khan, Measurement of
diffusible hydrogen content and hydrogen effects on the cracking potential of
duplex stainless steel weldments (part 1). Trans Jpn Weld Res Inst 20 2. 1992.)

Degradación del metal por el efecto del hidrógeno, debido a las
condiciones de operación del equipo.
Desde las bajas a moderadas temperaturas, el agrietamiento causado por el
daño de hidrógeno, se asemeja al agrietamiento de corrosión bajo tensión,
excepto que las fallas de daño por hidrógeno pueden o no exhibir grietas
ramificadas. A las altas temperaturas comunes en los generadores de vapor y
en la mayoría de las tuberías de alta presión el daño por hidrógeno se
manifiesta como agrietamiento intergranular discontinuo, muchas veces
acompañado de descarburización.
En el daño por hidrógeno a alta temperatura el agrietamiento discontinuo ocurre
por la precipitación de hidrógeno molecular (o metano resultante de la
descarburización del acero) a lo largo de las fronteras de grano.
Los tubos que sufren este daño generalmente se rompen del modo que se
conoce como fractura de ventana.

El daño por hidrógeno a alta temperatura puede confirmarse por el macroataque
con una solución caliente al 50% de ácido clorhídrico y las regiones dañadas
aparecerán negras y porosas.
La fragilidad del acero por hidrógeno puede ser eliminada y restaurada la
ductilidad original, con la aplicación de temperatura y solo si no ha ocurrido el
agrietamiento de la frontera de grano o la descarburización. Una permanencia a
baja temperatura (3 horas o más entre 175 a 205 º C) es usualmente suficiente
para conducir al hidrógeno disuelto fuera del acero, restaurando por tanto la
ductilidad. Cuando el daño por hidrógeno ha provocado agrietamiento interno, es
irreversible; el material está permanentemente degradado y debe ser
reemplazado.
Un modo simple para determinar la fragilidad ocasionada por hidrógeno es por la
comparación de la reducción de área de una probeta cargada de hidrógeno (H)
con respecto a una probeta libre de hidrógeno (0). El grado de fragilidad (E)
puede ser expresado como:
H
H
E


 
 0

Agrietamiento laminar.
El Agrietamiento Laminar es un defecto bajo la superficie formado por el
despegamiento y unión de numerosas inclusiones alargadas y discontinuas en
un tubo, placa o viga como resultado de esfuerzos a través del espesor.
El agrietamiento laminar, es un fenómeno característico de los productos
laminados ubicado normalmente al plano de laminación. Aunque la soldadura no
es la única condición necesaria para que ocurra, generalmente esta asociada
con las estructuras soldadas aplicada en la dirección del espesor de las chapas;
el agrietamiento laminar requiere, para ser controlado, acciones que deben
ajustarse en las diferentes etapas de la realización de un componente soldado,
partiendo desde su proyecto, especificación de los metales, hasta la
construcción e inspección final de la estructura.
Otro aspecto particularmente peligroso del agrietamiento laminar es que, el
fenómeno puede ocurrir en cierto tiempo, tomando semanas y años de servicio
antes de romperse o que ocurra la falla.

Muchos aceros para usos estructurales y recipientes a presión (laminados en
caliente, recocidos y sometidos a temple y revenido), son tradicionalmente
anisótropos en alguna medida.
Algunos lo son en tal grado que sus propiedades (en particular la estricción
relativa, la resiliencia y la soldabilidad), están degradadas en la dirección
transversal corta (dirección Z). Cuando el acero tiene propiedades
suficientemente bajas en esa dirección y los esfuerzos y deformaciones
aplicados son considerablemente altos, el material se separa por descohesión,
esto es, se agrieta en planos que son paralelos a la superficie del laminado
original de la placa. Este defecto se denomina GRIETA LAMINAR.
Este defecto ha sido asociado, fundamentalmente, a la presencia de inclusiones
alargadas en la dirección del laminado.
Las grietas laminares se han reportado en: plantas nucleares, fabricación de
barcos, puentes y calderas de vapor.

Representación típica del fenómeno
de agrietamiento laminar
Las fisuras tienen una forma característica de terrazas escalonadas, donde cada
escalón es paralelo a la superficie de las placas y casi siempre está asociado
con inclusiones no metálicas planas (sulfuros, óxidos, silicatos). Estas terrazas
se unen entre sí por regiones, donde se produce un corte en el material por
modo dúctil. La fractura en la terraza misma también es dúctil, aunque suele
haber evidencia de fractura frágil.
Las terrazas se originan debido a que las inclusiones no metálicas tienden a
separarse de la matriz ante solicitudes mecánicas o térmicas. Esta separación,
denominada "descohesión", produce cavidades que pueden coalescer y
generar el defecto.
Las fisuras por desgarramiento laminar, pueden aparecer vinculadas con la
zona afectada por el calor (ZAC) de las soldaduras, pero en contraste con las
fisuras inducidas por el hidrógeno, no están confinadas sólo a la ZAC.

La Sociedad Americana para Metales (ASM - American Society for Metals)
define las inclusiones como: “Defectos metálicos con separación o debilidad,
generalmente alineadas paralelamente a la superficie de trabajo del metal.
Puede ser resultado de conductos de aire, burbujas, arrugas o segregaciones,
estiradas y hechas direccionales por deformado".
Los constituyentes mas frecuentemente identificados que contribuyen
significativamente al agrietamiento laminar son las inclusiones de sulfuros y
silicatos.
Las inclusiones formadas por estas inclusiones son alargadas y aplanadas
mientras el material se trabaja hasta su forma final, es decir, durante el proceso
de laminado.
En ese tiempo, las inclusiones se forman como agujas planas con sus
superficies principales paralelas a la superficie de la placa o del tubo. Estas se
encuentran presentes en cantidades grandes, usualmente distribuidas en todo
el material. A causa de que son pequeñas, apretadas, y a profundidades
variables de la superficie, no es posible que sean detectadas por ultrasonido.

En ciertos tipos de uniones, por ejemplo en juntas en "T", las tensiones
relacionadas con la soldadura están aplicadas a través del espesor de por lo
menos una de las chapas que están siendo unidas. Si la ductilidad en la dirección
del espesor es muy baja, pueden originarse fisuras. Esté fenómeno se denomina
agrietamiento laminar.
Las fisuras por agrietamiento laminar en ciertos casos pueden ocurrir lejos de la
ZAC, como ser en el centro de una chapa que tuvo fuerte empotramiento. En
otros casos, las fisuras pueden terminar en la línea de fusión y crear cierta
confusión con posibles fisuras originadas con el hidrógeno.
Las impurezas del acero y el agrietamiento laminar.
Se ha observado Agrietamiento Laminar desde espesores muy finos, a partir
de 2 mm; Sin embargo, en espesores menores de 15 mm el fenómeno es
bastante raro, debido a que el material tiende a doblarse si se aplican
esfuerzos perpendiculares al espesor.
Por otra parte, cuando las placas tienden a mas de 75 mm, las inclusiones
tienden a mantener una forma esférica que no es peligrosa.

Como la baja ductilidad es responsable del Agrietamiento Laminar, es importante
incrementar el valor de reducción de área (en la dirección Z) medido en probetas
extraídas en la dirección del espesor. Esto puede lograrse reduciendo el
contenido del S del acero y controlando las formas de las inclusiones no
metálicas. Adicionalmente de esta forma se logran altos valores de tenacidad, en
particular se aumenta la capacidad de absorber energía en la fractura dúctil en
los ensayos de impacto. Más del 60 % de los aceros de baja aleación y alta
resistencia, fabricados en Japón tienen menos de 0.015 % de Azufre (S).
Mecanismos del desgarramiento laminar.
Estos son dos tipos distintos de fallas por Agrietamiento Laminar:
1.- Separación inicial.
2.- Propagación de la grieta.

Influencia de la geometría de la junta en el agrietamiento laminar.
Un ejemplo de Agrietamiento Laminar es en el que se observa que la ruptura
parece cercanamente asociada con el borde de la zona afectada por el calor
(ZAC), la ruptura horizontal y vertical del metal base es una característica típica
del agrietamiento laminar, el problema ocurre particularmente en ciertos puntos de
uniones, por ejemplo en juntas en "T" y esquina en el espesor de la placa, tal
que la fusión límite de la soldadura corre paralelo a la superficie de la placa.
El Agrietamiento Laminar se produce después de realizada la soldadura, cuando
la temperatura ha descendido hasta menos de 300 grados centígrados, por lo que
suele ser incluido dentro de las fisuras en Frío.

Agrietamiento de recocido.
Ocurre en general en la ZAC o con menor frecuencia en el metal depositado en
juntas soldadas, durante un tratamiento térmico de alivio de tensiones o por
exposición a temperaturas elevadas de servicio aún durante el arranque en
cualquiera de las situaciones, la fisuración integranular ocurre como resultado
de una relajación que no es acompañada por la capacidad total de deformación
de esta. Un estado anterior al agrietamiento en las mismas condiciones, es el
de cavitación. En determinadas condiciones, el estado inicial de cavitaciones
(idéntico al de fluencia) puede evolucionar hacia la grieta.
Tal y como se ha observado en otros procesos de fragilización y de
agrietamiento, la susceptibilidad de los aceros a este fenómeno está muy ligada
a la presencia a la composición química de elementos residuales fragilizantes y
de elementos formadores de carburos. Por otro lado, la presencia de tensiones
residuales o localizadas, movidas por diferentes cuestiones es una condición
esencial en el mecanismo.

1.3. Criterios cuantitativos para valorar la susceptibilidad al agrietamiento.
Índices de valoración de la susceptibilidad al agrietamiento en caliente.
Para evaluar si los aceros al carbono y aceros de baja aleación son propensos
al agrietamiento en caliente se determina el factor HSC:
Si HSC < 4 El acero no es propenso al agrietamiento en caliente (para espesores
menores o iguales a 20 mm).
Si HSC < 1.6 El acero no es propenso al agrietamiento en caliente (para
espesores mayores que 20 mm).
Observaciones: Para aceros con resistencia a la tracción de 700 MPa.
V
Mo
Cr
Mn
Ni
Si
P
S
C
HSC














3
10
100
25
3

Para los aceros del sistema C – Mn de baja aleación, la susceptibilidad al
agrietamiento de sus uniones soldadas, se puede evaluar mediante los
siguientes índices:
UCS = 230 C + 75 P + 45 Nb - 12.3 Si - 5.5 Mn - 1
En juntas a tope: Si UCS menor que 25, no es susceptible al Agrietamiento en
caliente.
En costuras de filete: Si UCS menor que 19, no es susceptible al
Agrietamiento en caliente.

Para evaluar si aceros inoxidables austeníticos son propensos al
agrietamiento en caliente:
= Cr + Mo + 1.5 Si + 0.5 Nb
= Ni + 30 C + 0.5 Mn.
Si:
1.5, entonces el riesgo al agrietamiento en caliente es muy bajo.
eq
Cr
eq
Ni
eq
eq
Ni
Cr

Observaciones:
3% Ferrita mínimo para 308 y 316
4% Ferrita mínimo para 309
6% Ferrita mínimo para 347

Para los aceros al Cr – Ni:
L = 299C + 8Ni + 142Nb - 5.5 (% ) – 105
Donde:
---- es la ferrita delta.
Si: L menor que 0, el acero es susceptible al agrietamiento.
Estos índices constituyen parámetros de pronóstico de la susceptibilidad de la
unión soldada al agrietamiento en caliente.

Índices de valoración de la susceptibilidad al agrietamiento en frío.
La medida de la dureza de las soldaduras, en la Zona Afectada Térmicamente se
considera a menudo como un método práctico para obtener información
relativa a la soldabilidad de los aceros de construcción y al comportamiento en
servicio de las uniones soldadas. Los valores de dureza excesivos en la
soldadura se han considerado en el curso del tiempo como reveladores en
general de las dificultades que, durante la operación de soldadura, se plantean
con relación a la fisuración en frío y durante el servicio con respecto al
comportamiento de las juntas soldadas.
La dureza de un acero, después del enfriamiento, depende de:
a) Composición química.
b) Microestructura en el momento de la descomposición de la austenita durante
el enfriamiento.
c) Velocidad de enfriamiento.

Las fórmulas propuestas para predecir la dureza máxima bajo el cordón, aún
cuando no consideran un cierto número de factores de posible influencia, pueden
proporcionar en condiciones normales de soldadura predicciones fiables, siempre
que se apliquen en el ámbito de validez para el que han sido deducidas. Se ha
estimado que la desviación típica entre valores es de 20 Hv aproximadamente.

Otras expresiones comúnmente empleadas
4. Fórmula de Mannesmann.
  )
5
/
8
log
8
.
0
1
(
66
3
6
17
5
9
8
11
3
.
0
5
/
8
log
5
.
0
1
2019 t
V
Mo
Ni
Cr
Cu
Mn
Si
t
C
HV 






















5. Fórmula de Hrivñak.
DZAC = 90 + 1050C + 47Si + 75Mn + 30Ni + 31Cr.

Acorde con el Carbono equivalente.
Uno de los basamentos de este criterio está en que la templabilidad de los
aceros crece con el incremento de los elementos de aleación en él y por tal
razón el carbono equivalente (Ceq) constituye un indicador orientador acerca de
la sensibilidad al agrietamiento en frío.
Utilizando la formula recomendada por el Instituto Internacional de Soldadura.
eq
C = C +
Mn Cr Mo V Ni Cu
6 5 15

 


Si Ceq < 0.4. El acero no es sensible al agrietamiento en frío.

Acorde con el método de ITO y BESSYO (que tiene en cuenta la fragilidad por
cambios estructurales).
Pcm = B
V
Mo
Cr
Ni
Cu
Mn
Si
C 5
10
12
20
60
20
20
30








Yurioka, en 1981, planteó que Ceq es apropiado para aceros con % C > 0.18 y
que Pcm es apropiado para aceros con % C < 0.16.
ITO Y BESSYO cuantificaron en una ecuación paramétrica los tres factores
principales, que relacionan la sensibilidad de los aceros a la formación de
grietas en frío
Pw = Pcm
M K
 
60 40 104
*
%
Pcm, caracteriza la fragilización por cambios estructurales.
M, es la cantidad de hidrógeno difusivo en el metal de la costura.
K, es el coeficiente de intensidad a la rigidez de la unión (K=665)
Si Pw > 0.286 el acero es sensible a la formación de grietas en frío, lo cual no
significa que no sea soldable, lo será bajo determinadas tecnologías de
soldadura.

Acorde con el método de Yurioka (teniendo en cuenta el hidrógeno difusible).
Se calcula el Ceq:















 B
V
Nb
Mo
Cr
Ni
Cu
Mn
Si
Ac
C
Ceq 5
5
20
15
6
24
Donde Ac es el factor de templabilidad:
Ac = 0.75 + 0.25 tanh [20( C - 0.12)]
Se determina el índice de sensibilidad al agrietamiento CI:
CI = Ceq + 0.15 log H (JIS) + 0.30 log ( 0.017 K t . Nw )
Donde:
H (JIS) - hidrógeno difusible calculado por el método de la glicerina de la norma
JIS.

Nw = 0.05 Rf para Rf < 20y
Nw = y + 0.0025 (Rf - y) para Rf > 20y
y - Límite de fluencia.
Rf - Coeficiente de empotramiento.
Rf = 71 rf [arctang (0.017 · S) - ( S / 400)]
rf = 70 Kgf / mm2 Severo empotramiento (multipasadas).
rf = 40 Kgf / mm2 Normal empotramiento (costuras de raíz).
rf = 20 Kgf / mm2 (sin empotramiento).
S ----- Espesor

Kt - Concentración de tensiones.

Tiempo crítico para alcanzar la temperatura de 100 ºC ( t-100).
( t-100 ) critica = exp [67.6 CI - 182 CI + 163.8 CI – 41]
Si : CI > ( t - 100 ), entonces no ocurre el agrietamiento en frío

Veamos la solución de algunos ejercicios empleando un software disponible en
Internet y desarrollado por N. Yurioka y la Nippon Steel.

Se quiere determinar la susceptibilidad al agrietamiento en frío de un refuerzo,
que va a ser soldado a un tubo, ambos de API 5L X 65 y que posee la siguiente
composición química :
El régimen de soldadura a emplear en la primera pasada
para la soldadura longitudinal del refuerzo:
Proceso GTAW.
Diámetro del alambre: 2.4 mm.
Is: 226 A
Ua: 25 V
Vs: 13 cm/min
Heat Input: 2.61 KJ/mm
Espesor del refuerzo 17.5 mm.
Temperatura inicial 30 ºC.
Eficiencia proceso GTAW 0.55
Elemento %
C 0.06
Mn 1.69
P 0.020
S 0.001
Si 0.25
Nb 0.034
V 0.062
Ti 0.022
Ni 0.018
Cr 0.027
Mo 0.001

Discutamos ahora ¿Qué sucede con la “Historia Térmica” cuando se modifican
los parámetros del régimen?.
Aumento de la Is.
Aumenta la energía del arco
Aumenta el t 8/5

Aumento de la temperatura de
precalentamiento
Aumenta el t 8/5

Disminución del espesor
Aumenta el t 8/5

Discutamos ahora ¿Qué sucede con la DZAC cuando se modifican los parámetros
del régimen?.
Aumento de la Is
Aumenta la Energía del arco
Aumenta el t 8/5
Disminuye la DZAC

Aumento de la temperatura de
precalentamiento
Aumenta el t 8/5
Disminuya la DZAC

Disminución del espesor a soldar
Aumenta el t 8/5
Disminuye la DZAC

¿Qué sucede cuando las condiciones en las que se desarrolla la
soldadura no son “normales”?
Ejemplo: Una tubo que va a ser soldado, con un flujo de petróleo interior, para
una reparación. El fluido provoca un efecto de intenso enfriamiento por
convección (coeficiente de película para la transferencia de calor por
convección 20 o 30 veces mayor que durante la soldadura al ambiente)
La herramienta a emplear es la simulación de fenómeno empleando el
Análisis por Elementos Finitos.

Del desarrollo de estas simulaciones se puede obtener la curva de enfriamiento
de cualquier punto
De ella se extrae el t 8/5, que después puede ser sustituido en alguna de las
fórmulas antes expuestas para el cálculo de la dureza en la ZAC.

Índices de valoración de la susceptibilidad al agrietamiento laminar.
Para valorar la posibilidad de ocurrencia del agrietamiento laminar se
pueden emplear varios métodos:
Por ensayo metalográfico:
Se preparan las probetas en la dirección paralela del laminado y perpendicular
al plano de la plancha (se determina forma, tamaño y distribución de las
inclusiones no metálicas (INM) y se calcula el parámetro P.
Si P >15 cm / cm2, el material puede ser sensible a las grietas laminares.
Si en el ensayo metalográfico (microestructura) aparecen estructuras de banda,
el acero puede presentar grietas laminares.
A
LT
P INM


La estricción relativa () es un parámetro muy importante, para la
valoración de la susceptibilidad al agrietamiento laminar en aceros de
baja aleación con 02 < 400 Mpa. Si z < 25%, se dice que el
material es susceptible al agrietamiento laminar.
Si se conoce la tensión de trabajo aplicada en la dirección Z (W) y al
determinar se obtiene que σ02 < W, la plancha debe ser rechazada
para la aplicación.

Ensayos de agrietamiento en frío.
Estos ensayos tienen como propósito general examinar el efecto de diferentes
factores sobre la susceptibilidad al agrietamiento, incluyendo la composición
del metal base, tipo de consumible de soldadura, temperatura de
precalentamiento y otras condiciones de soldadura.
En general estos ensayos representan un cierto estado de concentración
tensiones en la vecindad del cordón de soldadura. Se han ido sofisticando
gradualmente y muchos están específicamente diseñados para la investigación
de los mecanismos del Agrietamiento en frío asistido por hidrógeno y para la
selección adecuada de los materiales y las condiciones de soldadura
adecuadas para evitar este fenómeno.
Acorde a la localización de las grietas, los métodos de ensayo para determinar la
susceptibilidad al Agrietamiento asistido por hidrógeno se dividen en dos
grupos: a). Los que estudian agrietamiento en la ZAC, b). Los que estudian el
agrietamiento en el metal del cordón. Unos ensayos están diseñados para el
estudio de soldaduras en una pasada y otros para la soldadura de múltiples
pasadas (estos últimos tienen en cuenta el efecto de interacción del ciclo
térmico, los cambios en las tensiones térmicas y el incremento de la restricción
asociada con el progreso de la soldadura a través del espesor de placa.
Métodos experimentales para valorar la susceptibilidad al agrietamiento.

Lista de métodos de ensayo
reportados para la
determinación del
agrietamiento por hidrógeno en
el metal aledaño a la costura
(ZAC) y/o en el metal de la
costura.

Veamos algunos de los métodos que se emplean (algunos muy antiguos):
a). Ensayos de agrietabilidad en chapas libres.
El más sencillo consiste en ejecutar, por medio de un soplete oxiacetilénico, una
junta en cruz de dos bandas de chapas de 1 a 2 mm de espesor y de unos 100
mm de ancho. Luego se procede a efectuar plegados alternados con el fin de
hacer aparecer alguna grieta en la zona de sobrecalentamiento.

Ensayo de Focker: Se ejecuta, con soplete, una línea de fusión que parte de uno de
los bordes hasta llegar al centro.
Ensayo de Focker – Wulf: Más completo que el precedente, la línea de fusión
parte de un ángulo y vuelve al borde de la chapa. Constituye, a pesar de su
aparente sencillez, una prueba muy dura para revelar la tendencia al
agrietamiento.

Ensayo Krupp: Tiende a embridar la chapa de entre 1 a 2 mm de espesor por la
ejecución de una soldadura en ángulo. Las grietas aparecen en el envés de la
chapa.
b). Ensayos de agrietabilidad en chapas embridadas.
Ensayo de Bollenrath: Se reduce a la ejecución de una junta soldada con dos
placas embridadas en un montaje especial. Las placas tienen un ancho de 6 cm.
Si no se observan grietas a simple vista, se ejecutan plegados alternados.

Ensayo de soldabilidad del Research Department: Probetas de 300 x 150 mm y
espesor variable, con una parte achaflanada, quedan embridadas en un montaje
especial. Se efectúa un primer depósito de soldadura por arco en el fondo del
chaflán y se deja enfriar. Se empieza de nuevo el mismo ciclo de operaciones,
enfriando siempre entre cada dos pasadas, hasta rellenar el espacio formado por
la junta achaflanada. Se deja en el dispositivo durante dos o tres días. Si no
aparecen grietas se procede, una vez desmontada, a ejecutar cortes
transversales y se buscan microgrietas.

Ensayo de soldabilidad de Swinden – Reeve: Se fija mediante tornillos una chapa
gruesa B sobre una placa muy gruesa A. Luego se sujeta con 4 tornillos la placa
que se ha de ensayar C, sobre la placa B. Se ejecutan primeramente tres
soldaduras en los ángulos formados por las placas B y C, se dejan enfriar
completamente. Se realiza entonces la soldadura del cuarto ángulo en condiciones
de embridado particularmente duras.
Después del enfriamiento se procura detectar por métodos de inspección la
presencia de grietas en los cordones o en el metal base.

Ensayo de Controlled Thermal Severity (CTS): Este ensayo fue concebido para
evaluar la sensibilidad de los aceros a la fisuración (por hidrógeno) en condiciones
de enfriamiento que son controladas por el espesor de las chapas usadas en el
montaje del cuerpo de prueba y por el número de caminos disponibles para la
disipación del calor de la soldadura. El cuerpo de prueba consiste en dos chapas,
una cuadrada (chapa superior de espesor t) y otra rectangular (chapa de base de
espesor b), unidas por un tornillo de 12.5 mm de diámetro. Dos soldaduras de
ensayo son depositadas en cada cuerpo de prueba. Primero se deposita la
soldadura mostrada a la derecha, se deja enfriar el ensamble completamente y se
deposita la soldadura a la izquierda.
Esta última presenta condiciones
más favorables para la difusión del
calor de la soldadura, una mayor
velocidad media de enfriamiento y
por tanto mayor posibilidad de
presentar agrietamiento. Después
se dejan permanecer los cuerpos
por 72 horas a temperatura
ambiente y entonces se retiran
tres muestras de la sección
transversal de cada soldadura de
ensayo y se mide la cantidad de
grietas presentes.

La severidad de este ensayo puede ser aumentada usando chapas superior y base
de mayor espesor o, alternativamente, aumentando la abertura de la raíz de la
soldadura de ensayo con la colocación de una arandela entre las chapas superior y
base (conocido por ensayo CTS modificado).
Este ensayo ha sido empleado exitosamente en la evaluación sobre aceros
estructurales de mediana y alta resistencia.

Ensayo de G – BOP: En este ensayo una ranura debajo del cordón introduce una
gran concetración de tensiones que favorece la iniciación de agrietamiento
transversal al metal de la costura.
Estos ensayos inicialmente aplicaron para aceros inoxidables austeníticos.

c). Ensayos de agrietabilidad en chapas autoembridadas.
Ensayo de soldadura en H: Es un ensayo sencillo que consiste en unir 4 chapas
gruesas ejecutando dos soldaduras de embridado AA” y BB” y en realizar la
soldadura transversal CC” despues del enfriamiento. Es un ensayo muy duro.

Ensayo de agrietabilidad de la Marina Americana: Este se funda sobre una probeta
autoembridada. La chapa tiene dimensiones de 300 x 200 x 25 mm y un chaflán en
V con nervio de longitud 225 mm; la parte achaflanada está terminada en una
abertura circular cuyo diámetro puede ser variable.
La probeta permite variar la “dureza del ensayo” separando los bordes del chaflán o
modificando el diámetro del agujero.
Permite determinar la tendencia al agrietamiento de la zona fundida o del metal
base.

Ensayo de agrietabilidad de la Universidad de Lehight (ranura U): Este ensayo
sobre chapas gruesas está caracterizado por la variación del grado de embridado
gracias a la liberación de los bordes de la probeta por una serie de hendiduras
aserradas hasta una distancia x del borde.
En una chapa de 300 x 200 mm se fresa a lo largo del eje mayor una hendidura
achaflanada con nervio y de dimensiones indicadas en la figura. La longitud L del
depósito varía con el espesor de chapa:
S inferior a 25 mm, L igual a 85 mm.
S superior a 25 mm, L igual a 135 mm.
Se deposita un cordón de soldadura
por arco en la hendidura
achaflanada y se buscan las grietas
por cualquiera de los métodos de
inspección.

Ensayo de Tekken: Este ensayo fue desarrollado en Japón y se ha tornado uno de
los más empleados para la evaluación de problemas de fisuración por hidrógeno
en aceros estructurales de alta resistencia. Su popularidad se justifica por ser este
ensayo considerado uno de los más sensibles a la fisuración por hidrógeno, por
permitir una evaluación y medición de sus resultados de una forma simple y por
presentar una razonable repetitibilidad en sus resultados. La soldadura de ensayo
(única pasada) es realizada en la parte central del cuerpo de prueba de cerca de 8
mm.
Transcurrido un período de tiempo
después de la soldadura,
usualmente 48 horas, muestras
metalográficas son retiradas de la
sección transversal de la
soldadura de ensayo y se observa
la presencia o no de grietas. Las
grietas son observadas,
principalmente, en la raíz de la
soldadura tanto en la ZAC como
en la ZF.

Ensayo de Varestraint: Fue desarrollado para avalar cuantitativamente la influencia
del metal base y de otras variables del proceso de soldadura sobre la tendencia a
la formación de grietas de solidificación. En este ensayo un nivel definido de
deformación es aplicado a un cuerpo de prueba durante su soldadura y la cantidad
de grietas formadas en torno al baño fundido en ese instante, es posteriormente
medida. La deformación es lograda, obligando al cuerpo de prueba a doblarse,
durante la soldadura, sobre una matriz de dimensiones conocidas. La cantidad de
deformación depende del espesor del cuerpo de prueba y del radio de curvatura
de la matriz.

La soldadura se inicia en el punto A y en dirección al punto C. Cuando el baño
fundido alcanza el punto B, el sistema de doblado es accionado, obligando al
cuerpo de prueba a doblarse sobre la matriz. La región de soldadura próxima al
punto B es examinada con una lupa para la determinación de la presencia de
grietas.
El resultado del ensayo puede ser registrado en función de la deformación
aplicada o de otras variables de proceso, a través de diversos parámetros tales
como: número de grieta, tamaño de la mayor grieta observada o tamaño total de
las grietas.

e). Ensayo de implante: Este ensayo fue desarrollado en Francia.
El ensayo utiliza una pequeña barra (implante) del material que será ensayado y
que es colocada en un agujero, con ajuste deslizante, hecho en una chapa auxiliar.
El implante tiene un diámetro de 6 a 8 mm y una entalla de 1 mm de profundidad
colocada en posición tal que esté localizado en la ZAC, en la región de crecimiento
del grano, después de la soldadura de conjunto.
Para facilitar el posicionamiento de la
entalla en esta región, se puede usar
alternativamente una rosca en la
extremidad del implante que será
colocado en el agujero.
Un cordón de soldadura es depositado sobre la chapa de prueba y el implante.
Después de la soldadura, una carga constante de tracción es aplicada a la barra y
el tiempo hasta la rotura es registrado. De esta forma, variándose la carga en una
serie se ensayos, es posible determinar la curva de tiempo hasta la rotura en
función de la carga aplicada, para el material y las condiciones de soldadura
ensayadas.

Esquema de instalación para
ensayo de implante.
Algunos investigadores han modificado este ensayo para emplearlo en el estudio
de grietas de recocido. En esta modificación, además del sistema de aplicación de
la carga se añade un sistema de calentamiento (un horno). Para este tipo de
ensayo es preferible la aplicación de una deformación constante y monitorear el
alivio de la carga durante el tratamiento térmico.

Veamos algunas discusiones de artículos sobre este tema:
Ademir da Silva, Carlos; Queiroz Bracarense, Alexandre. Procedimento de
Soldagem para Recuperacao de Equipamentos de Aco Carbono Expostos a
Grande Quantidade de Hidrogenio. Soldagem & Inspecao. Ano 8. No 4.
Dezembro de 2003.
En este artículo se tienen un grupo de pines de implante hidrogenados en una
celda electrolítica y otro grupo libre de hidrógeno. Se soldaron con corrientes
de 100 y 110 A (lo que garantizaba aportes térmicos de 1.1 y 1.3 KJ/mm).
Antes de cargarlos se esperó 5 minutos (de modo que la chapa se haya
enfriado a una temperatura entre 200 y 250 ºC). Los pines fueron cargados a
diferentes niveles de carga. En la siguiente tabla se presenta las variantes
ensayadas.

Los gráficos de comportamiento a la rotura de los pines sin hidrógeno en
función de la corriente de soldadura y la carga aplicada se presentan a
continuación:
Los pines
no rompen

Con carga de 1840 Kgf, los pines rompieron en un tiempo limitado, solo que el
que fue soldado rompió en menor tiempo.

Los gráficos de comportamiento a la rotura de los pines con hidrógeno en
función de la corriente de soldadura y la carga aplicada se presentan a
continuación:
Es de destacar que a
1760 Kgf, los pines
cargados de hidrógeno
fallaron, a diferencia de
los que no estaban
cargados.

Los pines cargados a 1840 Kgf, rompieron en menor tiempo que los no cargados y
el soldado a menor Is rompió antes. El gráfico de relación entre el tiempo de rotura
y la corriente de soldadura, para diferentes niveles de carga aplicados en los pines
hidrogenados se presenta:

Las conclusiones a las que los autores llegan en su trabajo son:
1. La presencia de hidrógeno en el metal base va a tener influencia en la
capacidad de resistencia de este metal de modo que reduce
significativamente el tiempo hasta la rotura.
2. Para las corrientes más elevadas, dentro del rango de operación de los
electrodos, el tiempo hasta la rotura aumenta significativamente, lo que
puede estar asociado con la reducción de la velocidad de enfriamiento, lo
que posibilita la salida del hidrógeno que se encuentra en la región próxima a
la soldadura.

Sánchez, Hugo. Caso de estudio: Agrietamiento laminar. Proyecto TRIZ, UCC-
DAG.
Solución.

Entre las soluciones del problema se puede mencionar:

Soldabilidaddeaceros.ppt

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