Efecto de la corriente pulsada en el proceso de soldadura GTAW en titanio 6Al4V con y sin metal de aporte

Celso E. Cruz-González^a, Héctor I. Gala-Barrón^a, José D. Mosquera-Artamonov^b,*, Hugo Gámez-Cuatzin^a

^aCentro de Ingeniería y Desarrollo Industrial. Sistemas Dinámicos y Transferencia, Av. Playa Pie de la Cuesta No. 702. Desarrollo San Pablo. C.P. 76130, Santiago de Querétaro, México

^bUniversidad Autónoma de Nuevo León, Facultad de Ingeniería Mecánica y Eléctrica, Posgrado en Ingeniería de Sistemas, c/ Pedro de Alba s/n, San Nicolás de Los Garza, Nuevo León, México

*Autor para la correspondencia: xoce15@ingenieros.com

1. INTRODUCCIÓNTOP

En las últimas cuatro décadas la aleación Ti6Al4, se ha convertido en la aleación de titanio de mayor aplicación industrial debido a su bajo peso, alta tenacidad y resistencia a bajas y elevadas temperaturas (Baeslack, 2010). Esta aleación presenta en su microestructura las fases α y β, además es la utilizada para las uniones soldadas debido a sus propiedades mecánicas tales como: resistencia a la tensión y microdureza (Wang y Wei, 2004). El crecimiento de grano ocurre en la zona afectada por el calor debido al aporte térmico (Yunlian et al., 2000), dicho crecimiento del tamaño de grano reduce considerablemente las propiedades mecánicas tanto como en esta aleación como otras.

En el caso de los metales y aleaciones, el tamaño de grano es una fuerte influencia en las propiedades mecánicas, ya que ha sido probado que a menor tamaño de grano le corresponde un mayor límite elástico y mayor resistencia mecánica a la tracción. Este comportamiento es representado matemáticamente por la ecuación de Hall-Petch (Gordienko et al.,1991).

donde σ_y es el límite elástico; σ_o una constante relacionada al límite elástico; d tamaño de grano y k la medida de la extensión del apilamiento de dislocaciones frente a las barreras.

Esta relación permite predecir en un metal su tamaño de grano pequeño o grande, la magnitud que tendrá el límite elástico, la resistencia mecánica y dureza. Estas consideraciones físicas son especialmente importantes y por lo tanto debe controlarse en materiales donde las propiedades mecánicas no deben presentar una gran variación entre las propiedades del metal base y la zona afectada por el calor (por ejemplo en aceros API). En el caso de aleaciones de titanio, este efecto es de mayor importancia ya que además del tamaño de grano, la velocidad de enfriamiento puede llevar a crecimiento de grano aunado a una pérdida de ductilidad en la aleación, por lo que se han realizado esfuerzos en mitigar el crecimiento de grano de la zona afectada de láminas soldadas de Ti6Al4V mediante el proceso GTAW-UHF (Gas Tungsten Arc Welding-Ultra High Frecuency) (Balachandar et al., 2009; Mingxang et al., 2013).

El uso de corriente pulsada en aleaciones aeronáuticas como el magnesio AZ31B, donde se utilizó una corriente pico de 210 A y una corriente base de 80 A con una frecuencia de 6 Hz mostró que la alta dureza en la zona de fusión y la distribución uniforme de precipitados fueron las razones principales para que se generara una resistencia a la tensión superior de dichas uniones, por lo que este tipo de procesos son interesantes para aplicarse en la soldadura de aleaciones de titanio. Se puede reducir el crecimiento de grano en la zona afectada por el calor y con ello mitigar la reducción en las propiedades mecánicas y la posibilidad de pérdida de ductilidad (Padmanaban y Balasubramanian, 2011).

Existe una tendencia en la optimización del proceso de soldadura enfocada en la reducción de costos. Lo anterior se ha estudiado utilizando el diseño central compuesto (metodología de superficie de respuesta), con la finalidad de refinar el grano para mejorar las propiedades de la unión Ti6Al4V (Balasubramanian et al., 2007). Así mismo, las propiedades como la tenacidad en el ensayo Charpy pueden mejorarse utilizando el diseño central compuesto con resultados satisfactorios (Cruz et al., 2014). Por tanto la presente investigación tiene por objetivo determinar la influencia de la corriente continua (CC), la corriente pulsada PC con 20 y 50 Hz de frecuencia en las propiedades mecánicas, microestructura y ancho del cordón de soldadura usando un proceso de soldadura GTAW con y sin aporte para el Ti6Al4V.

2. MATERIALES Y MÉTODOSTOP

2.1. MaterialesTOP

El metal de aporte para el proceso GTAW se seleccionó de acuerdo a la especificación AWS A5.16/A5.16M (2007), considerando la similitud metalúrgica con la aleación Ti6Al4V recomendada por AWS/ANSI D17.1/D17.1M (2010).

En este trabajo se utilizó titanio grado 5 (Ti6Al4V) (ASTM B265-11, 2011), en forma de lámina. Las probetas fueron recortadas de esta lámina con las siguientes dimensiones: 35×1,6×80 mm. El metal base Ti6Al4V, fue caracterizado por medio de ensayo mecánico de tracción, de acuerdo a lo especificado por ASTM E8/E8M-11 (2011). Como lo indica la norma, se cortaron de la lámina dos miniprobetas de 6 mm de ancho y 25 mm de longitud calibrada. Los ensayos fueron llevados a cabo con una velocidad de deformación de 0,010 s⁻¹; y para determinar el límite elástico se utilizó el criterio de 0,2% offset. Los resultados de los ensayos se muestran en la Tabla 1.

El análisis químico fue realizado utilizando la técnica de espectroscopia de emisión óptica (ASTM E1086-08, 2008) para realizar una verificación positiva del material puesto que el certificado de calidad avala el cumplimiento. Los resultados se muestran a continuación:

Porcentaje de AL : 5,88%, siendo la especificación: (5,5 a 6,75) % (ASTM B265-11, 2011).

Porcentaje V: 4,04%, siendo la especificación: (3,5 a 4,5) % (ASTM B265-11, 2011).

La microestructura de la lámina se observó en un corte de 1×1 cm, el cual se montó en baquelita-granalla de acero. Esta fue revelada utilizando ataque químico Kroll´s. La Fig. 1 muestra la microestructura del material base en la fase α y β que son características de este tipo de aleaciones. La fase α tiene una estructura cristalina de tipo HCP y la fase β una de tipo BCC. La transformación completa de una estructura a otra se conoce como transformación alotrópica y tiene lugar a la temperatura de transformación que, para el titanio elemental, es de 822 °C ± 2 °C. Esta temperatura varía en función de los aleantes que se empleen y de la pureza del titanio (Gordienko et al., 1991).

2.2. Selección del tipo de juntaTOP

Las juntas se diseñan para cumplir los requisitos de esfuerzo y seguridad, para eliminar concentradores de esfuerzo, así como un patrón óptimo de distribución de esfuerzos residuales (Milek et al., 1991). Para este caso, al tratarse de una junta de penetración completa, en donde es requerida una resistencia mecánica de al menos la del metal base, se utilizó para estos experimentos el diseño de la junta especificado por AWS/ANSI D17.1/D17.1M (2010). El esquema de la junta utilizado se muestra en la Fig. 2.

2.3. Selección de parámetros y diseño experimentalTOP

En este trabajo se estudió la interacción de tres tipos de transferencia; la primera corriente continua (CC), la segunda corriente pulsada (PC) con 20 Hz y la tercera PC a 50 Hz. Se diseñó un experimento factorial completo, con dos factores (aporte y frecuencia) con dos niveles para el uso de aporte (con y sin aporte), tres niveles para la frecuencia (0 o corriente continua, 20 y 50 Hz), todos los ensayos se realizaron por triplicado, seleccionando los diferentes experimentos aleatoriamente. La Tabla 2 muestra los niveles y factores involucrados.

El resto de los parámetros utilizados se mantuvieron constantes:

2.4. Manufactura de los especímenes de pruebaTOP

En la preparación de la junta se utilizaron los criterios estipulados por AWS/ANSI D17.1 /D17.1M (2010) donde la selección del tamaño de la apertura de la junta depende del espesor del material. Con base a AWS/ANSI D17.1 /D17.1M (2010) la apertura de la junta seleccionada fue de 0,8 mm y se controló mediante el uso de medidores de espesores. Una vez que la configuración de los especímenes quedó lista, se procedió a soldar con base a los parámetros del diseño experimental.

2.5. Ensayo de tracción, macro, micrografía y Dureza VickersTOP

Las probetas para el ensayo fueron cortadas de la zona central del espécimen de prueba de 70×1,6×80 mm con una cizalla mecánica para dejar un ancho de 10 mm, posteriormente se maquinaron acorde a la norma ASTM E8/E8M-11 (2011). Las probetas se ensayaron en una máquina universal INSTRON 4482 y un extensómetro N° 87 de 25 + 10% mm de longitud calibrada, con una velocidad de fluencia equivalente a 8 MPa.s⁻¹ y una velocidad de carga 15 mm.min⁻¹. Para el estudio metalográfico fueron seguidas las recomendaciones estipuladas en la norma ASTM E3-11 (2011).

La medición de microdureza Vickers se realizó utilizando la norma ASTM E384-11 (2011). Se utilizó un microdurómetro Vickers Fr-3 con 500 g de carga y un tiempo de penetración de 11 segundos.

3. RESULTADOSTOP

3.1. Medición del cordón de soldaduraTOP

La medición del ancho de cara y raíz se realizó utilizando un microscopio horizontal Axio Vert A1 MAT. Se usó el programa Axio Vision SE64 para el procesamiento de datos. Imágenes de las mediciones del ancho de la cara y raíz del cordón de soldadura se muestra en la Fig. 3.

La Tabla 3 muestra el análisis de varianza de los parámetros de ancho de la cara y la raíz de la soldadura. Realizando la comprobación de los residuos de los modelos estadísticos planteados, se puede afirmar con un 95% de confianza que los residuos siguen una distribución normal. Dicha afirmación es sustentada por el estadístico de Kolmogorov-Smirnov (valor P > 0,05) (Montgomery, 2004). Para el análisis de varianza del ancho de la cara del cordón, se obtuvo un coeficiente de correlación del 73,56% y para el ancho de raíz lineal de 91,35%, permitiendo concluir correctamente sobre los fenómenos estudiados.

Para el ancho de raíz lineal y ancho de cara del cordón, las variables tipo de corriente y frecuencia tienen un efecto significativo (valor P < 0,05), aceptando la hipótesis alterna, pero para ambos casos las interacciones entre los factores de control no tuvieron un efecto significativo (valor P > 0,05). El incremento de las dimensiones de la cara del cordón y de la raíz, son predecibles debido al uso del aporte como material adicional y el decremento del ancho en los cordones de cara y raíz dado que fueron generados debido a la influencia de los pulsos. Dichos pulsos permiten una energía de fusión (input térmico) menor, generando que el arco se extinga disipando el calor, propiciando un enfriamiento más rápido y por ende menos tiempo en estado fundido.

La Fig. 4 presenta los efectos principales para el ancho de cordón en cara y raíz, donde para ambos casos el mínimo (ancho de cordón en cara y raíz) de amplitud de la soldadura se exhibe cuando se considera el aporte y una frecuencia de 20 Hz, mientras que el ancho máximo de la soldadura se encuentra al no considerar el aporte con una frecuencia de 0 Hz.

3.2. MacrografíaTOP

Las muestras se prepararon como se indica en el apartado 2.5 del presente trabajo y revelan una estructura acicular esencialmente de granos columnares en el proceso CC y equiaxiales donde se utiliza PC. Las macrografías muestran la diferencia en los tamaños de grano en la unión soldada. La probeta con metal de aporte (Fig. 5a) presenta un tamaño de grano mayor en la unión soldada con respecto a la probeta soldada sin metal de aporte (Fig. 5b). Esta diferencia indica que las propiedades mecánicas de la unión soldada, realizada mediante el proceso de arco pulsado son superiores a las de la unión soldada mediante arco de corriente continua. De igual forma, se observa que a 20 Hz de frecuencia el tamaño de grano era más grande, por el contrario a 50 Hz de potencia se obtuvo un grano más refinado, dicho fenómeno se vio reflejado directamente en las propiedades mecánicas, en el caso de la soldadura de arco con aporte.

3.3. MicrografíaTOP

Se tomaron las micrografías en la zona afectada térmicamente y la soldadura, con la finalidad de realizar los analisis correspondientes. En la Fig. 6 se muestran las microestructuras representativas de cada una de las uniones realizadas en este estudio. Se puede observar granos de solucion sólida α y precipitados de β. Los tamaños de grano son distintos entre la soldadura con corriente continua y las microestructuras de las uniones soldadas hechas con arco pulsado. La diferencia de tamaños de grano pone de manifiesto que a 20 Hz de frecuencia el tamaño de grano es más grande, a 50 Hz se obtiene un grano más refinado, esto se vio reflejado directamente en las propiedades mecánicas de la aleacion. El tamaño de grano es más grande en la union soldada sin aporte. Este hecho hace que las dislocaciones se muevan más rapido en los granos de tamaño grande, por tanto las propiedades mecánicas disminuyen. La Fig. 6 muestra las microestructuras de algunos de los experimentos de la Tabla 2.

3.4. Ensayos de tracción mecánicaTOP

Los resultados de las pruebas de tracción se muestran en la Tabla 4. En la zona afectada térmicamente definida como MB se identifica el metal base y WELD a la soldadura, se identificó la zona de falla fuera de la soldadura como metal base, ocurriendo realmente en la zona afectada por el calor o la línea de fusíón. Se ha comprobado que la rotura en el metal base y no en la zona afectada o linea de fusión, arroja valores iguales o superiores a la elongación del metal base (Cruz et al., 2014).

3.5. Microdureza VickersTOP

Los resultados del barrido de microdureza Vickers se muestran en la Fig. 7. Las micro indentaciones se realizaron en el centro de la sección transversal de la unión soldada, tomando 4 puntos en el metal base para proseguir por la zona afectada por el calor y la soldadura atravesando toda la sección transversal, de esta manera se pudo analizar el efecto de los parámetros estudiados abarcando la microestructura del metal base, zona afectada por el calor y soldadura. Se seleccionaron las muestras 16, 5 y 12 para el caso de fusión sin aporte y la 1, 8 y 15 con aporte, considerando que éstas muestras son representativas del proceso.

4. DISCUSIÓNTOP

De los resultados mostrados en las propiedades mecánicas de las uniones soldadas se evidencia que el material de aporte juega un papel determinante en la unión soldada, porque éste modifica la microestructura (Fig. 6) tanto el metal depositado como de la zona afectada térmicamente y por lo tanto de las propiedades mecánicas de la unión soldada en su conjunto. Este hecho se comprueba al comparar las propiedades mecánicas promedio de la unión soldada con corriente continua con aporte contra las uniones soldadas con corriente continua sin aporte. Se puede notar que la primera presenta un esfuerzo a la tensión mayor que la segunda; aunque el límite elástico de la primera es menor que el de la segunda (Tabla 4). Si se calculan las relaciones límite elástico/esfuerzo a la tracción, se puede notar que para el primer caso esta relación es de 0,86 mientras que en el segundo caso es de 0,90, por lo tanto la unión soldada con corriente continua con aporte es más tenaz que la unión soldada con corriente directa sin aporte.

Esta diferencia puede explicarse por el hecho de que en el primer caso las probetas soldadas con metal de aporte fracturaron en el metal base, mientras que en el segundo caso las fracturas se localizaron en el metal depositado. De dicha diferencia se infiere que en el segundo caso la fractura ocurrió por los defectos de soldadura que actuaron como concentradores de esfuerzo en una microestructura más gruesa con respecto al metal base o la zona afectada por el calor. Se comprueba que los elementos de aleación presentes en el metal de aporte modifican la microestructura, el tamaño de grano y por lo tanto las propiedades mecánicas de tal forma que hacen que las fracturas de las uniones soldadas con metal de aporte se localicen en el metal base y no en el metal depositado (Gordienko et al., 1991; Wang y Wei, 2004).

Lo anterior puede explicarse desde el punto de vista metalúrgico por el hecho de encontrar granos más grandes en el cordón de soldadura de la unión soldada con corriente continua sin aporte, con respecto al tamaño del grano en la zona de fusión de la unión soldada con corriente directa con aporte (Fig. 5). Además el metal de aporte está aleado con elementos tales como el vanadio, el itrio, y el aluminio. Con los elementos de aleación se modifica la solidificación del metal de aporte y el resultado son granos más finos en el metal depositado. Este hecho es reflejado tanto en las macrografías como en las micrografías (Figs. 5 y 6). Hallum y Baeslack reportaron que en soldadura de titanio aleado con itrio, este elemento forma óxidos los cuales promueven el refinamiento del grano del cordón de soldadura (Hallum y Baeslack, 1990). En lo que respecta a la microestructura, la presencia de agujas de martensita de la fase alfa indica que el enfriamiento, tanto del cordón de soldadura como de la zona afectada por el calor, fue de manera acelerada, debido a la menor aportación térmica de la unión soldada. No obstante, el efecto de los elementos de aleación en la formación de los microconstituyentes en la microestructura de las aleaciones de titanio es muy complejo (Greenfield y Duvall, 1975; Hallum y Baeslack, 1990; Balachandar et al., 2009).

Por otro lado, en el caso de la solidificación del proceso de arco sin aporte, en el metal fundido no existen elementos aleantes. En estas uniones soldadas, los granos crecen de manera de circular; y el crecimiento de los granos puede alterarse por modificación de la deposición del metal fundido. En este sentido, Balasubramanian y colaboradores han demostrado que utilizando corriente pulsada en la soldadura sin metal de aporte se logran microestructuras con granos más finos con respecto al proceso GTAW (Balasubramanian et al., 2008). En los resultados puede observarse que en uniones soldadas con arco de corriente pulsada con aporte y sin aporte existen diferencias marcadas en la elongación, donde se puede observar el efecto de manera más marcada. En el caso de la unión soldada con corriente pulsada a 20 Hz con aporte, la elongación es de 10%; mientras que en el caso de la unión soldada con arco de corriente pulsada a 20 Hz sin aporte y no tomando en cuenta la probeta que fracturó en el metal depositado, la elongación es 7,2% (Tabla 4).

El hecho anteriormente comentado contrasta con los resultados de las uniones soldadas con corriente continua con aporte y sin aporte; se puede ver que la unión soldada sin aporte presenta un mayor límite elástico y resistencia máxima a la tracción pero una menor elongación con respecto a la unión soldada con arco de corriente continua con aporte (Tabla 4). Esto indica que este tipo de unión es más frágil que su contraparte con aporte; este fenómeno puede ser explicado por un enfriamiento más rápido en este tipo de uniones, que con respecto a las uniones con aporte, llevando a la aparición de agujas de martensita más grandes en granos alfa, pudiendo explicar estas diferencias por los resultados mostrados en este trabajo (Fig. 6). Esta misma tendencia ha sido reportada por Balasubramania y colaboradores quienes compararon procesos con diferente calor aportado (input térmico) y determinaron que el tamaño del grano en el cordón influencia a las propiedades mecánicas de la unión soldada (Balasubramanian et al., 2007).

En el caso de la soldadura con corriente pulsada, existe una diferencia de aproximadamente 30 MPa en la resistencia a la tensión, si se utiliza metal de aporte con respecto a si no se utiliza. Se observa una diferencia más clara aun en lo que respecta al esfuerzo elástico. Una diferencia similar a lo anterior se da en el caso de soldadura con 20 Hz de frecuencia, pero en la soldadura con frecuencia de 50 Hz, esta diferencia disminuye a 19 Mpa, por lo que la soldadura con corriente pulsada si modifica las propiedades de la unión soldada, de tal forma que puede disminuir la diferencia en propiedades con respecto de la soldadura con material de aporte (como es el caso de la soldadura con frecuencia a 50 Hz). Esta tendencia es consistente con lo encontrado en la literatura (Kumar y Datta, 2012; Mingxang et al., 2013). No obstante, debe tenerse en cuenta que los ensayos mecánicos a la tracción mostraron que en el caso de la soldadura con corriente pulsada sin aporte existen casos en que la probeta se fracturó en el metal depositado, lo cual indica que los defectos del proceso de soldadura tales como poros, faltas de fusión, o impureza del metal depositado juegan un papel determinante en la fractura de las uniones soldadas (Tabla 3).

De igual forma si se comparan los resultados de la soldadura con corriente pulsada a 20 Hz sin aporte y con metal de aporte, y la probeta de soldadura con corriente pulsada a 50 Hz sin aporte y con metal de aporte; se puede ver que a mayor frecuencia de corriente de arco existe una mayor tenacidad en la unión soldada. Este hecho puede explicarse porque en el tamaño de grano en la unión soldada utilizando aporte y corriente pulsada a 50 Hz, es más fino que en el caso de la unión soldada con aporte y arco con frecuencia a 20 Hz (Fig. 4). Esta propensión coincide con lo predicho por la ecuación de Hall - Petch y también es consistente con lo reportado en trabajos similares (Gordienko et al., 1991; Kumar y Datta, 2012; Mingxang et al., 2013). Un ejemplo es el trabajo de Lutjering (1998) donde, entre otras cosas, se determinó la influencia de la velocidad de enfriamiento en el tamaño de grano a diferentes tasas de enfriamiento. Tasas de enfriamiento de 1°C min⁻¹ generan granos más gruesos en comparación de una tasa de enfriamiento de 8000 °C min⁻¹ cuyos granos generados son más finos. Lo anterior expresado en propiedades mecánicas disminuye el esfuerzo de fluencia e incrementa la elongación y en caso contrario a tasas de enfriamiento mayores.

Las diferencias en las propiedades mecánicas entre las uniones soldadas con corriente continua, 20 Hz y 50 Hz, son notorias incluso en la localización de la fractura. En lo que respecta a la resistencia a la tracción ésta aumenta con el aumento de la frecuencia. Este hecho coincide con lo reportado en la literatura (Kumar y Datta, 2012). De igual forma, Saedi y Unkel (1988), determinaron que la soldadura de titanio con corriente continua produce uniones soldadas con propiedades mecánicas superiores a uniones soldadas con proceso GTAW sin corriente pulsada. Esto debido a que la frecuencia modifica la forma y penetración del metal fundido.

En este trabajo se encontró que mientras las probetas soldadas con corriente continua fracturaron en el cordón de soldadura, las probetas soldadas con corriente pulsada fracturaron tanto en el metal de aporte como en el cordón de soldadura. En el caso de las probetas con corriente continua puede explicarse que la fractura se localice en el cordón de soldadura por la diferencias entre la microestructura del cordón y del metal base. Por otro lado, en el caso de las probetas soldadas con corriente pulsadas aquí la fractura se localizó predominantemente en la zona afectada térmicamente (ZAT), lo cual puede atribuirse a la diferencia entre la microestructura del metal base y de la ZAT.

En los perfiles de dureza realizados tanto en la probeta sin aporte y con aporte (Fig. 7) se observa que la dureza Vickers en el metal depositado con aporte es superior a la dureza en la misma región del metal fundido sin aporte. Debe tenerse en cuenta que la resistencia mecánica a la tracción, el limite elástico y por tanto la dureza de una unión soldada es influenciada fuertemente por lo elementos de aleación. En este caso el metal de aporte contiene aluminio, el cual es un elemento de aleación del titanio y su efecto consiste en la estabilización de la fase alfa; además de itrio, el cual refina el grano en el metal depositado (Hallum y Baeslack, 1990; Balachandar et al., 2009). Sin embargo, debe mencionarse que este hecho no se ve reflejado en una reducción drástica en la elongación total de estas uniones soldadas.

5. CONCLUSIONESTOP

AGRADECIMIENTOSTOP

Los autores del presente trabajo de investigación agradecen al CIDESI por la financiación del proyecto gastos indirectos, que dio como resultado este manuscrito, J.D. Mosquera-Artamonov agradece a CONACYT por la beca de posgrado. Se agradece también a J.M. Salgado López y J.L. Ojeda Elizarrarás por la colaboración técnica brindada en la presente investigación.

REFERENCIASTOP