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MANUAL DE SOLDADURA

TOMO II

Copyright American Welding Society Provided by IHS under license with AWS

Not for ResaleNo reproduction or networking permitted without license from IHS

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MANUAL DE SOLDADURA

TOMO II

Octava edición

AMERICAN WELDING SOCIETY

R. L. O’Brien Editor

TRADUCCIÓN:

Ing. Roberto Escalona García M. en C. UNAM

REVISIÓN TÉCNICA:

Ing. Juan Antonio Torre Marina U niversidad Anáhuac

MÉXICO - ARGENTINA BRASIL COLOMBIA. COSTA RICA CHILE ESPAÑA GUATEMALA PERÚ - PUERTO RICO VENEZUELA



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AMERICAN WELDING SOCIEW/MANUAL DE SOLDADURA TOMO I I (Sa. EDICIÓN)

Traducido de la 8a. edición en inglés: WELDING HANDBOOK/WELDING PROCESSES. VOLUME 2.

Prohibida la reproducción total o parcial de esta obra, por cualquier medio o método, sin la autorización escrita del editor.

No part of this book may be reproduced or transmitted in any form or by any means, electronic or mechanical, including photocopying, recording or by any information storage and retrieval system, without permission in writing from the publisher.

Derechos reservados O 1996 respecto a la primera edición en español publicada pot

Calle 4 Ne 25-2? piso Fracc. Ind. Alce Blanco, Naucalpan de Juárez, Edo. de México, C.P. 53370

ISBN 968-880-768-0 Tomo II, ISBN 968-880-766-4 Obra completa

Miembro de la Cámara Nacional de la Industria Editorial, Reg. Núm. 1524

Original English Language Edition Published by AMERICAN WELDING SOCIETY Copyright O MCMXCI All rights reserved

PRENTICE-HALL HISPANOAMERICANA, S.A.

ISBN 0-87171-354-3

IMPRESO EN MÉXICO/PRINTED IN MEXICO



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TOMO II ~~ ~

CAPíTULO 10. SOLDADURA POR ARCO DE PLASMA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 329

Técnicas del proceso . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 335

Recomendaciones de seguridad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 349 Lista de lecturas complementarias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 330

Equipo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 336 Materiales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 343

350

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CAPíTULO 11. SOLDADURA CON GAS OXICOMBUSTIBLE . . . . . . . . . . . . . . . . 351 Fundamentos del proceso . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 352 Características de los gases combustibles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 353 Equipo para soldadura con gas oxicombustible . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 360 Aplicaciones de la soldadura con gas oxicombustible . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 369 Procedimientos de soldadura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 373 Soldadura con otros gases combustibles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 376 Practicas seguras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 376 Lista de lecturas complementarias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 377

CAPiTULO 12. SOLDADURA FUERTE . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 380 Procesos de soldadura fuerte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 381 Metales de aporte para soldadura fuerte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 391 Fundentes y atmósferas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 396 Aplicaciones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 396 Diseño de las uniones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 401 Procedimientos de soldadura fuerte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 409 Inspección . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 411 Localización de problemas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 413

Prácticas seguras para soldadura fuerte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

379

Latonado . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 414 417

Lista de lecturas complementarias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 421

CAPíTULO 13. SOLDADURA BLANDA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 423 Historia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 424 Fundamentos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 424 Pasos básicos para una soldadura blanda satisfactoria . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 425 Soldaduras blandas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 427 Fundentes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 434

V



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Vi C O N T E N I D O

Diseño de las uniones . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 438 Limpieza previa y preparación de las superficies . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 440 Consideraciones de proceso en soldadura blanda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 441 Métodos y equipo para soldadura blanda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 442 Tratamiento de los residuos de fundente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 445 Inspección y prueba . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 445 Propiedades de las soldaduras blandas y de las uniones soldadas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 446 Practicas seguras en la soldadura blanda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 446 Lista de lecturas complementarias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 447

CAPíTULO 14. CORTE CON OXíGENO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 449 Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 450 Corte con gas oxicombustible . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 450 Materiales cortados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 474 Corte con lanza de oxigeno . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 478 Practicas seguras . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 480 Lista de lecturas complementarias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 480

CAPíTULO 15. CORTE Y ACANALADO CON ARCO . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 481 Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 482 Corte con arco de plasma . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 482 Corte con arco de carbono y aire . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 489 Otros procesos de corte con arco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 496 Lista de lecturas complementarias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 499

CAPíTULO 16. CORTE CON RAYO LÁSER Y CON CHORRO DE AGUA . . . . . . . 501 Corte con rayo laser . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 502 Equipo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 509 Materiales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 513 Variables del corte con laser . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 515 Inspección y control de calidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 521 Seguridad en el corte con laser . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 522 Corte con chorro de agua . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 523 Lista de lecturas complementarias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 529

CAPíTULO 17. SOLDADURA DE PUNTOS. DE COSTURA Y DE PROYECCIÓN 531 Fundamentos de los procesos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 532 Equipo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 540 Preparación de las superficies . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 542 Soldadura de resistencia de puntos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 543 Soldadura de resistencia de costura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 552 Soldadura de proyección . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 560



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C O N T E N I D O Vi¡

Metales soldados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 570 Programas de soldadura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 573 Calidad de la soldadura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 573 Seguridad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 578 Lista de lecturas complementarias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 579

CAPíTULO 18. SOLDADURA POR DESTELLO. DE VUELCO Y DE PERCUSIÓN 581 Soldadura por destello . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 582 Soldadura de vuelco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 598 Soldadura de percusión . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 603 Seguridad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 608 Lista de lecturas complementarias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 609

CAPíTULO 19. EQUIPO PARA SOLDADURA DE RESISTENCIA . . . . . . . . . . . . . 611 Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 612 Maquinas para soldadura de puntos y de proyección . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 613 Construcción general . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 616 Maquinas para soldadura de punto rodado y de costura . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 619 Maquinas para soldadura por destello y de vuelco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 622 Maquinas para soldadura de vuelco . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 625 Controles para soldadura de resistencia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 626 Características eléctricas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 632 Electrodos y portaelectrodos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 636 Fuentes de potencia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 647 Seguridad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 648 Lista de lecturas complementarias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 649



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MANUAL DE SOLDADURA



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SOLDADURA POR ARCO DE PLASMA

Introducción 330

Técnicas del proceso 335

Equipo 336

Materiales 343

Recomendaciones de seguridad 349

Lista de lecturas complementarias 350

PREPARADO POR UN COMITÉ INTEGRADO POR:

S. E. Barhorst, Presidente Hobart Brothers Co.

E . H. Daggett Consultor

S. A. Hilton Pratt & Whitney

J. T. Perozek Hobart Brothers

E. Spitzer Merrick Engineering Corp.

MIEMBRO DEL COMITÉ DEL MANUAL DE SOLDADURA: J. R. Condra E. I . DuPont de Nemours & Co.



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SOLDADURA POR DE P

ARCO LASMA

INTRODUCCIÓN LA SOLDADURA POR arco de plasma (plasma arc welding, PAW) es un proceso de soldadura por arco que produce coalescencia de metales calentándolos con un arco constreñido entre un electrodo y la pieza de trabajo (arco transferido) o entre el electrodo y la boquilla de constricción (arco no transferido). La protección generalmente se obtiene del gas caliente ionizado que sale del soplete. Este gas de plasma por lo regular se complementa con una fuente auxiliar de gas protector, el cual puede ser un solo gas inerte o una mezcla de gases inertes. No se aplica presión, y se puede añadir o no metal de aporte.

La soldadura por arco de plasma, al igual que la soldadura por arco de tungsteno y gas (GTAW), emplea un electrodo no consumible. EI soplete de PAW tiene una boquilla que crea una cámara de gas alrededor dei electrodo. El arco calienta el gas alimentado a la cámara hasta una temperatura tal que se ioniza y conduce la electricidad. Este gas ionizado se denomina plasma. El plasma sale por el orificio de la boquilla a una temperatura de unos 16 700°C (30 000°F).

La soldadura por arco de plasma puede servir para unir ia mayor parte de los metales en todas las posiciones. Ofrece mejor control direccional del arco y zonas térmicamente afectadas más angostas que GTAW. Además, el patrón de arco constreñido tan angosto tolera mejor las variaciones en la distancia de sepa- ración del soplete.

La desventaja principal de la soldadura por arco de plasma es el costo relativamente elevado del equipo. Además, en coinpa- ración con GTAW, hay un mayor número de variables del proceso, lo que requiere procedimientos de soldadura más complejos y una capacitación de los operadores más extensa.

HISTORIA DE LOS ARCOS DE PLASMA UNO DE LOS primeros sistemas de arco de plasma fue un dispositivo de vórtice de gas estabilizado introducido por Schonherr en 1909.' En esta unidad, se hacía pasar gas tangencialmente por

un tubo a través del cual se encendía un arco. La fuerza centrí- fuga del gas estabilizaba el arco a lo largo del eje del tubo mediante la creación de un núcleo axial de baja presión. Se produjeron arcos de varios metros de longitud, y el sistema resultó útil para los estudios sobre arcos.

Gerdien y Lotz2 construyeron un dispositivo estabilizador de arco con vórtice de agua en 1922. En este aparato, agua inyectada tangencialmente en el centro de un tubo se hacía girar alrededor de ia superficie interna y salía expulsado por los extremos. Cuando se pasaba por el tubo un arco encendido entre electrodos de carbono, el agua concentraba el arco a lo largo del eje, produciendo densidades de comente y temperaturas más altas que ias alcanzables de alguna otra forma. EI invento de Gerdien y Lotz no tuvo aplicaciones prácticas en metalurgia a causa del rápido consumo de sus electrodos de carbono y la presencia de vapor de agua en los chorros de plasma.

Mientras trabajaba sobre la fusión con arco de metales refractarios en 1953, Gage' observó la similitud aparente de un arco eléctrico largo y una flaina de gas ordinaria. Sus intentos por controlar la intensidad calorifica y la velocidad del arco condu- jeron al desarrollo del soplete de arco de plasma moderno.

La primera herramienta práctica de arco de plasma para trabajar metales fue un soplete de corte introducido en 1955. Este dispositivo era similar a un soplete de soldadura por arco de tungsteno y gas en cuanto a que usaba un electrodo de tungsteno y un gas de "plasma". Sin embargo, el electrodo estaba metido en el soplete, y el arco se constreiiia al pasar por un orificio en la boquilla del soplete. Los circuitos usuales para soldadura por arco de tungsteno y gas se complementaron en el soplete de corte por arco de plasma con un circuito de arco piloto para la iniciación del arco.

EI equipo comercial para recubrimiento con arco de plasma surgió en 1961, y la soldadura por arco de plasma se introdujo en 1963.

1. Encyclopedia of physics, XXII, 300. Springer-Verlog, Berlin, 1956. 2 . Lor. rir. 3 . Gage, R. M., Patente de E.U.A. núm. 3 806 124.



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S O L D A D U R A P O R A R C O D E P L A S M A 331

PRINCIPIOS DE FUNCIONAMIENTO LA SOLDADURA POR arco de plasma es básicamente una exten- sión del proceso de soldadura por arco de tungsteno y gas (GTAW), pero tiene una densidad de energía de arco mucho más alta y una velocidad del plasma más alta en virtud de que este último se obliga a pasar por una boquilla constrictora, como se aprecia en la figura 10.1.

El gas de orificio es el gas que se hace pasar por el soplete rodeando al electrodo; se ioniza en el arco para formar el plasma, y sale por el orificio de la boquilla del soplete como un chorro de plasma. En la mayor parte de las operaciones, se suministra gas protector auxiliar a través de una copa de gas exterior, similar a la de la soldadura por arco de tungsteno y gas. El propósito de este gas auxiliar es cubrir el área de incidencia del chorro de plasma sobre la pieza de trabajo para que el charco de soldadura no se contamine.

La boquilla constrictora del arco a través de la cual pasa el plasma del arco tiene dos dimensiones principales: el diámetro de orificio y la longitud de garganta. El orificio puede ser cilíndrico o tener un ahusamiento convergente o divergente.

La distancia que el electrodo está metido dentro del soplete es el retiro del electrodo. La dimensión desde la cara exterior de la boquilla del soplete hasta la pieza de trabajo se conoce como distancia de separación del soplete.

El pleno o cámara de pleno es el espacio entre la pared interior de la boquilla constrictora y el electrodo. EI gas de orificio se dirige a esta cámara y de ahí a través del orificio hacia el trabajo. Es posible que se imparta al flujo de gas un vector tangencia1 para formar un remolino en el paso por el orificio.

En la figura 10.2 se muestra la disposición básica de los sistemas tanto de GTAW como de PAW. El electrodo del soplete de GTAW se extiende más allá del extremo de la boquilla de gas

protector. El arco de tungsteno y gas no está constreñido y adopta una forma aproximadamente cónica que produce un patrón de calor relativamente ancho en la pieza de trabajo. Para una comente de soldadura dada, el área de incidencia del arco cónico sobre la pieza de trabajo varía con la distancia entre el electrodo y el trabajo. Así, un cambio pequeño en la longitud del arco produce un cambio relativamente grande en el aporte de calor por unidad de área.

En contraste, el electrodo del soplete de arco de plasma está metido dentro de la boquilla constrictora. La boquilla colima el arco y lo enfoca sobre un área relativamente pequeña de la pieza de trabajo. Como la forma del arco es en esencia cilíndrica, el área de contacto sobre la pieza de trabajo cambia muy poco cuando se varía la separación del soplete. Por ello, el proceso PAW es menos sensible a las variaciones en la distancia entre el soplete y el trabajo que el proceso GTAW.

Como el electrodo del soplete de arco de plasma está metido en la boquilla constrictora del arco, no puede tocar la pieza de trabajo. Esta característica reduce considerablemente la posibilidad de contaminar la soldadura con metal del electrodo.

Conforme el gas de orificio pasa por la cámara de pleno del soplete de arco de plasma, es calentado por el arco, se expande, y sale por el orificio constrictor a alta velocidad. Dado que un chorro de gas demasiado fuerte puede causar turbulencia en el charco de soldadura, las tasas de flujo de gas por el orificio generalmente se mantienen dentro del intervalo de 0.25 a 5 L/min (0.5 a 10 pies3/h). En general, el gas de orificio por sí solo no basta para proteger el charco de soldadura contra la contami- nación por gases atmosféricos. Por tanto, hay que suministrar gas protector auxiliar a través de una boquilla exterior. Las tasas de flujo de gas protector típicas son del orden de 10 a 30 L/min (20 a 60 pies’fi).

/,AS DE ORIFICIO

\ ELECTRODO

GAS PROTECTOR CONSTRICTORA

BOQUILLA DE GAS EXTERIOR

LONGITUD DE GARGANTA DEL ELECTRODO

IAMETRO DEL ORIFICIO

SEPARACIÓN DEL SOPLETE

Fiuura 10.1-Terminologia de los sopletes de arco de plasma



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332 S O L D A D U R A P O R A R C O D E P L A S M A

GAS - PROTECTOR

BOQUILLA DEL GAS PROTECTOR

PLASMA DEL ARCO,

/

3

PROTECTOR

l

ARCO DE TUNGSTENO Y GAS ARCO DE PLASMA

Figura 10.2-Comparación de los procesos de soldadura por arco de tungsteno y gas y por arco de plasma

Propósitos de la constricción del arco ES POSIBLEMEJORAR en varios sentidos el rendimiento respecto a la operación de arco abierto (GTAW) si se hace pasar el arco de plasma por un orificio pequerio. La mejora más notable es ia estabilidad direccional del chorro de plasma. Un arco de tungsteno y gas convencional es atraído hacia la conexión con el trabajo más cercana para regresar hacia la fuente de potencia, y es desviado por campos magnéticos de baja intensidad. En cambio, los chorros de plasma son relativamente rígidos; tienden a seguir la dirección hacia la que se les dirige y no acusan tanto los efectos de los campos magnéticos.

La constriccióii del arco puede producir altas densidades de corriente y una concentración de energía elevada. Las densidades de corriente altas producen temperaturas inás elevadas en el arco de plasma.

La elevación de la temperatura y los cambios eléctricos causados por la constricción del arco se coinparaii en la figura 10.3. EI lado izquierdo de esta figura representa un arco de tungsteno nonnal no constreriido que trabaja a 200 A, CCEN, eii argón con una tasa de flujo de 19 L/rnin (40 pies’lti). EI lado derecho ilustra un arco, con la misrna corriente y flujo de gas, que se constrifie al pasar por un orificio de 4.8 inin (3/16 pulg) de diámetro. En estas condiciones, el arco constreriido muestra un incremento del 100% en la potencia del arco y del 30% eii Ia temperatura, en comparacióii con el arco abierto. Los iiiétodos espectroscópicos que se ernpleaii para medir la teiiiperatiira de los arcos se basan en el análisis e iiiterpretacióii de los espectros de einisión.

La mayor temperatura del arco constreñido no es su principal ventaja, ya que la temperatura en el arco de tungsteno y gas excede por mucho los puntos de fusión de los metales que normalmente se sueldan con ese proceso. Las ventajas priiicipales del arco de plasma son su estabilidad direccional, el efecto de enfoque que tiene la constricción del arco y la relativa falta de sensibilidad del arco a las variaciones en la distancia de separa- ción dei soplete.

EI arco de plasma aprovecha de manera eficiente la energia que se le proporciona. EI grado de colimación del arco, la fuerza del arco, la densidad de energia eii la pieza de trabajo y otras características son primordialinente funciones de lo siguiente:

(1) Corriente de plasma. (2) Diámetro y foniia del orificio. (3) Tipo de gas de orificio. (4) Tasa de flujo del gas de orificio (5) Tipo de gas protector.

Las diferencias fiindameritales entre los procesos de trabajo de metales coi1 arco de plasma surgen de las relaciones entre estos cinco factores, los cuales se pueden ajustar para producir energias tennicas niiiy altas o niiiy bajas. Por ejemplo, la elevada concentración de energia y la velocidad de chorro tan alta que se necesitan para el corte con arco de plasina exigen una corrieii- te de arco elevada, un orificio de diáiiietro pequeiio, una tasa de flujo de gas de orificio alta y 1111 gas coil elevada coiiductividad téniiica. En cainbio, para soldar se necesita una velocidad del



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ARCO NO CONSTRERID0

ARGON A 40 pies3/h CÁTODO (-) 200 A 15 V ARCO CONSTR ER I DO

ORIFICIO DE 4.8 rnm (3/16 pulg) DE DIAM. ARGON A 40 pies3/h 1 I 200A

TEMPERATURA, OK

10000-14 O00

: 14000-18 O00

i i i i i j i ; 1 8 000- 24 000 .... ...... ......

24000 OMAS

Figura 10.3-Efecto de la constricción del arco sobre la temperatura y el voltaje

chorro de plasma baja, a fin de evitar la expulsión del metal de soldadura de la pieza de trabajo. Para esto se requiere un orificio mayor, una tasa de flujo de gas bastantemás baja y una comente de arco menor.

EI arco constreñido es mucho más efectivo que un arco abierto para calentar el gas que se usará en una operación determinada. Cuando el gas pasa directamente a través de un arco constreñido, queda expuesto a concentraciones de energía más altas que cuando pasa a los lados de un arco de tungsteno y gas convencional, como se aprecia en la figura 10.3.

Modalidades de arco ENLA SOLDADURA por arco de plasma se usan dos modalidades de arco: arco transferido y arco no transferido. La figura 10.4 ilustra las dos modalidades. Con un arco transferido, el arco “se transfiere” del electrodo a la pieza de trabajo. Esta última forma parte del circuito eléctrico, y se obtiene calor tanto del punto anódico en la pieza de trabajo como del chorro del plasma.

Con un arco no transferido, el arco se establece y mantiene entre el electrodo y el orificio constrictor. EI plasma de arco sale por el orificio impulsado por la fuerza del gas de plasma. La pieza de trabajo no queda dentro del circuito del arco, y el calor Ú t i l se deriva Únicamente del chorro de plasma.

Los arcos transferidos tienen la ventaja de que hay una mayor transferencia de energía al trabajo, y ésta es la modalidad que se usa generalmente para soldar. Los arcos no transferidos son útiles para cortar y unir piezas de trabajo no conductoras o para aplicaciones en las que se desea una concentración de energía baja.

Si el flujo de gas de orificio es insuficiente o la comente de arco es excesiva para una geometría de boquilla dada, o si la boquilla toca el trabajo, ésta puede sufrir daños a causa de un fenómeno conocido como arco doble. En esta situación, la boquilla metálica del soplete forma parte del trayecto de la comente desde el electrodo y de vuelta a la fuente de potencia. En esencia, se forman dos arcos, como se muestra en la figura 10.5. El primero va del electrodo a la boquilla, y el segundo va de la boquilla al trabajo. El calor generado en los puntos catódico y anódico, que se forma en el punto donde los dos arcos tocan la boquilla, irremediablemente perjudica este componente.

Tipos de corriente de soldadura ENLA MAYOR parte de las aplicaciones de soldadura por arco de plasma se emplea corriente continua con el electrodo negativo (CCEN) y un electrodo de tungsteno puro o de tungsteno toriado con arco transferido. El intervalo de comentes para la soldadura por plasma con CCEN es de cerca de O. 1 a 500 amperes. Con frecuencia se usa la pulsación de comente. Comúnmente se sueldan aleaciones de acero, aceros inoxidables, aleaciones de níquel y titanio. Se usa en forma limitada corriente continua con el electrodo positivo (CCEP) para soldar aluminio. El excesivo calentamiento del electrodo es el principal factor que limita el uso de CCEP; su comente máxima suele ser menor que 100 amperes.

Se puede usar corriente alterna senoidal con estabilización continua por alta frecuencia para soldar aleaciones de aluminio y de magnesio. El intervalo de comente generalmente está entre i0 y 100 amperes; los amperajes mayores casi siempre producen un deterioro excesivo del electrodo durante el medio ciclo de corriente con electrodo positivo, y no pueden usarse. La principal razón para utilizar corriente alterna al soldar aleaciones de aluminio y de magnesio es la eliminación de óxidos. Durante el medio ciclo de electrodo positivo de la comente alterna, el electrodo libera iones positivos que bombardean los óxidos en la superficie de la pieza de trabajo. Este bombardeo, llamado grabado catódico, elimina los óxidos y expone una superficie metálica limpia para soldar. La ca de onda cuadrada ha reemplazado en buena medida a la ca senoidal para soldar aleaciones de aluminio y de magnesio.

La comente alterna de onda cuadrada con medios ciclos de corriente con electrodos negativo y positivo no balanceados (arco de plasma de polaridad variable) resulta muy eficientepara soldar aleaciones de magnesio y de aluminio, y no requiere estabilización por alta frecuencia. La onda cuadrada no balanceada conserva la propiedad deseable de grabado catódico para eliminar el óxido, pero la mayor parte de la energía es anódica para que haya una transferencia máxima de calor. En el capí- tulo 1 se tratan las formas de onda senoidal y de onda cuadrada de la corriente alterna. La soldadura por arco de plasma d e polaridad variable se describirá más adelante en la sección sobre equipo.



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BOQUILLA CONSTRICTORA

c S DE ORIFICIO

PROTECTOR

/TRABAJO \-

1

TRANSFERIDO NO TRANSFERIDO

Figura 10.4-Modalidades de arco transferido y no transferido del arco de plasma

FUENTE DE POTENCIA rl

1 rGAS iir

TRABAJO

Fiaura 10.5-Diaarama esauematico del arco doble

Longitud del arco LA NATURALEZA COLUMNAR del arco constreñido hace que el proceso de arco de plasma sea menos sensible a las variaciones en la longitud del arco que el proceso de arco de tungsteno y gas. Como el arco de tungsteno y gas no constreñido tiene forma có- nica, el área de aporte de calor a la pieza de trabajo varía con el cuadrado de la longitud del arco, y un cambio pequeño en esta longitud causa un cambio relativamente grande en la tasa de transferencia de calor por unidad de área. En cambio, con el chorro de plasma de fonna casi cilíndrica, si la longitud del arco varía dentro de los límites normales, el área de aporte de calor y la intensidad del arco se mantendrán prácticamente constantes.

Adeinás, el chorro de plasma coliinado pennite usar una distaiicia soplete-trabajo mucho mayor (separación del soplete) que la que es posible con el proczso GTAW, de modo que el operador no tiene que ser tan habilidoso para inanipular el soplete. En la figura 10.6 se inuestraii las longitudes de arco típicas empleadas para soldar material de calibre delgado a cerca de 10 amperes. EI arco de plasma tiene unos 6.4 niin (1/4 pulg) de largo, en comparación con el arco de tungsteno y gas de 1 .S niin (0.06 piilg).



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ARCO DE PLASMA ARCO DE TUNGSTENO Y GAS

~~

Figura 1O.ô-Comparación de las longituåes de arco que suelen usarse para soldar por arco de plasma y por arco de tunasteno v aas secciones metálicas muv delaadas a 1 O A.

TÉCNICAS DEL PROCESO EL-PROCESO DE soldadura por arco de plasma goza de buena aceptación en las industrias de fabricación, aeroespacial y nuclear. Ofrece latitud y economía en los procesos de fabricación, al tiempo que mantiene la calidad y la confiabilidad de las uniones soldadas. Todos los metales soldables con el proceso GTAW se pueden soldar satisfactoriamente con PAW; por tanto, casi no se requieren excepciones en el establecimiento de especificaciones de aceptabilidad de los ensambles soldados.

La ventaja del proceso de arco de plasma de baja comente (0.1 a 50 amperes) es el arco tan estable y controlable que se obtiene para soldar materiales delgados. Si se usa un arco piloto, el inicio del arco transferido es más confiable que el inicio de GTAW en estos niveles de corriente. Gracias al arco colimado, las uniones de borde soldadas tienen franjas con perfil uniforme cuando se sueldan manual o autoináticamente. Otras aplicaciones son las aspas de turbina, los bordes sellados, los fuelles, marcapasos y diafragmas. Para estas aplicaciones, la soldadura por arco de plasma con frecuencia ha sido la alternativa econó- mica a la soldadura por rayo láser.

Los procedimientos de soldadura con corriente elevada, en el intervalo de 50 a 400 amperes, a menudo emplean la modalidad de fusión en surco, que produce una soldadura similar a la que se obtiene con la soldadura por arco de tungsteno y gas convencional. En las aplicaciones mecanizadas, la modalidad de fusión en surco generalmente se usa en preferencia al proceso de arco de tungsteno y gas porque permite un control consistente de la calidad de las soldaduras. Aqui también, la estabilidad y rigidez del arco pemiiten una penetración más controlada del arco en la unión; además, puede reducirse el tiempo de soldadura. Las aplicaciones incluyen la soldadura de laininaciones apiladas, la unión de tubos en forjas, el revestimiento y las pasadas de cobertura en la soldadura por agujero calado.

VENTAJAS LAS MODALIDADES DE baja comente y de alta comente (fusión en surco) tienen las siguientes ventajas en comparación con la soldadura por arco de tungsteno y gas:

(1) La concentración de energía es mayor; por tanto: (a) Las velocidades de soldadura son más altas en algu-

nas aplicaciones. (b) No se requieren comentes tan altas para produciruna

soldadura dada, y hay menos contracción. La distorsión puede reducirse hasta en un 50%.

(c ) La penetración puede controlarse ajustando las variables de soldadura.

(2) El arco es más estable. (3) La columna del arco tiene mayor estabilidad direccional. (4) La franja de soldadura es más angosta (razón profundi-

dad/ anchura más alta) para una penetración dada, lo que redunda en una menor distorsión.

(5 ) Se reduce la necesidad de fijación en algunas aplicaciones. (6) Si es deseable agregar metal de aporte, la operación es

mucho más fácil porque la distancia de separación del soplete es cómoda y el electrodo no puede tocar el metal de aporte ni el charco. Otra consecuencia de esto es la reducción del tiempo inactivo invertido en rectificar el electrodo de tungsteno y la eliminación de la contaminación de la soldadura con tungsteno.

(7) Las variaciones razonables en la distancia de separación del soplete casi no afectan la anchura de la franja ni la concen- tración de calor en el trabajo; esto facilita mucho la soldadura fuera de posición.



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LIMITACIONES ENTRE LAS LIMITACIONES asociadas a la soldadura por arco de plasma de baja comente y de alta comente (fusión en surco) están:

(1) Como el arco constreñido es muy angosto, el proceso no tolera mucho la falta de alineación de las uniones.

(2) Los sopletes manuales para soldadura por arco de plasma generalmente son más difíciles de manipular que un soplete de GTAW comparable.

(3) Si se desea obtener soldaduras de calidad consistente, la boquilla constrictora debe recibir un buen mantenimiento e inspeccionarse con regularidad para detectar indicios de deterie ro.

TÉCNICA DE SOLDADURA POR AGUJERO CALADO CUANDO SE SUELDA por arco de plasma ciertos intervalos de espesores de metal, una combinación apropiada de flujo de gas de plasma, comente de arco y velocidad de desplazamiento producirá un charco de soldadura relativamente pequeño con un agujero que atraviesa por completo el metal base. Este agujero se conoce como agujero calado y se ilustra en la figura 10.7. En la técnica de agujero calado por 1o.regular se suelda con la palma de la mano hacia el trabajo, y se usa en espesores de material entre 1.6 y 9.5 mm (1/16 y 3/8 pulg). No obstante, en las condiciones de soldadura apropiadas y con ciertos espesores de metales, la soldadura por agujero calado se puede realizar en cualquier posición. El proceso por arco de plasma es el único proceso de soldadura con gas protector que comúnmente se opera con esta desusada característica.

En la operación con agujero calado, el chorro de plasma (al penetrar en la unión) desplaza el metal fundido hacia la superfi- Cie de la franja superior para formar el agujero. Luego, conforme

AGUJERO CALADO n \\ RECORRIDO DEL SOPLETE - \

Figura 10.7-Representación pictórica del agujero calado en la soldadura por arco de plasma

el soplete se mueve a lo largo de la unión, el metal fundido por el arco al frente del agujero calado fluye alrededor del chorro de plasma hacia la parte de atrás, donde el charco de soldadura gradualmente se solidifica. La ventaja principal de la soldadura por agujero calado es que se puede soldar con una sola pasada.

EI agujero abierto establece además una ruta de escape a tra- vés de la delgada capa fundida por la cual las impurezas pueden fluir hacia la superficie y los gases pueden ser expulsados antes de la solidificación. El volumen máximo del charco de soldadura y el perfil de la franja de raíz resultante en la parte inferior de la unión quedan determinados en gran medida por el equilibrio de fuerzas entre la tensión superficial dei metal de soldadura fundido, la comente del arco de plasma. y la velocidad del gas ionizado que sale por el orificio.

La técnica de soldadura por agujero calado con comente elevada opera justo por debajo de las condiciones que produci- rían un corte en lugar de una soldadura. En el caso del corte, una velocidad del gas de orificio ligeramente mayor hace que el metal fundido salga despedido. Al soldar, la menor velocidad del gas permite que la tensión superficial mantenga el metal fundido en la unión. En consecuencia, la tasa de flujo del gas de orificio para soldar es crítica y debe controlarse con mucha pre- cisión. Se recomienda un flujo máximo de 0.12 L/min (0.25 pies3/h), el cual es bastante bajo.

En síntesis, las ventajas de la soldadura por arco de plasma con la técnica de agujero calado, en comparación con GTAW, son, entre otras:

(1) El gas de plasma que penetra en el agujero calado ayuda a eliminar gases que, en otras circunstancias, quedarían atrapados en el metal fundido y causarían porosidad.

(2) La zona de fusión simétrica de la soldadura por agujero calado reduce la tendencia a la distorsión transversal.

(3) La mayor penetración en la unión permite reducir el número de pasadas que se requieren para una unión dada. Mu- chas soldaduras pueden completarse con una sola pasada.

(4) Generalmente se usan uniones a tope cuadradas, con lo que se reducen los costos de preparación y maquinado de las uniones.

Entre las limitaciones de la técnica de soldadura por plasma con agujero calado están:

(1) En los procedimientos de soldadura intervienen más variables de proceso que pueden determinar intervalos de ope- ración estrechos.

(2) Para la operación manual, se requiere más habilidad por parte del operador, sobre todo al soldar materiales gruesos.

(3) Excepto en aleaciones de aluminio, la técnica de soldadura con plasma por agujero calado se restringe en su mayor parte a la posición 1G (aunque puede usarse en cualquier posi- ción).

(4) El soplete de plasma debe recibir un buen mantenimiento para que trabaje en forma consistente.

EQUIPO EL EQUIPO BASICO para la soldadura por arco de plasma se muestra en la figura 10.8. Este tipo se soldadura se realiza con equipo tanto manual como mecanizado.

Un sistema completo de soldadura por arco de plasma manual consiste en un soplete, una consola de control, una fuente de potencia, suministros de gas de orificio y protector, una fuente



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S O L D A D U R A POR ARCO D E P L A S M A 337

INTERRUPTOR DE ARRANQU4PARO

GERANTE

MANGUERA DEL GAS DE ORIFICIO

TERMINAL (-) Y ENTRADA DE REFRIGERANTE CONSOLA . TERMINAL (+) Y SALIDA DE REFRIGERANTE DE CONTROL MANGUERA DEL GAS PROTECTOR 1

'8' I FUENTE 1 I 1

DE POTENCIA

REMOTO DE CORRIENTE

Figura lO.&Equipo típico para soldadura por arco de plasma

de refrigerante para el soplete y accesorios como un intemptor para encender y apagar el equipo, medidores de flujo de gas y un control remoto de la corriente. Actualmente está disponible equipo para trabajar en el intervalo de comentes de O. 1 a 225 A, CCEN.

Se debe usar equipo mecanizado para aprovechar las ventajas de alta velocidad de soldadura y penetración profunda asociadas a la soldadura por arco de plasma de alta comente. Una instala- ción mecanizada típica consiste en una fuente de potencia, una unidad de control, un soplete mecanizado, un soporte para el soplete o un carro para su desplazamiento, una fuente de refrigerante, un generador de potencia de alta frecuencia y suministros de gases protectores. Si es preciso, se usarán accesorios como un control de voltaje del arco y un sistema de alimentación de alambre de aporte. Existen sopletes para soldadura mecanizada con comentes de hasta 500 A, CCEN.

INICIACIÓN DEL ARCO EL ARCO DE plasma no puede iniciarse con ias técnicas nonnaies que se emplean en la soldadura por arco de tungsteno y gas. Como el electrodo está metido en la boquilla constrictora, no se puede tocar con é1 la pieza de trabajo para encender el arco. Primero es necesario encender un arco piloto de baja corriente entre el electrodo y la boquilla constrictora. La potencia para el arco piloto nomialmente proviene de una fuente de potencia aparte situada dentro de la consola de control o bien de la fuente de potencia de soldadura misma. Por lo regular, el arco piloto se inicia empleando potencia de ca de alta frecuencia o un pulso de alto voltaje superpuesto al circuito de soldadura. Estos métodos ayudan a disociar ias moléculas presentes en el espacio del arco e ionizar el gas de orificio para que conduzca la corriente del arco piloto.

Los circuitos básicos para un sistema de soldadura por arco de plasma con generador de alta frecuencia se muestran en la

figura 10.9. La boquilla constrictora se conecta a la terminal positiva de la fuente de potencia por medio de un resistor liinitador de la comente. EI generador de alta frecuencia inicia un arco piloto de baja corriente entre el electrodo y la boquilla. El circuito eléctrico se completa a través del resistor. EI gas ionizado del arco piloto fonna un camino de baja resistencia entre el electrodo y el trabajo. En el momento en que se energiza la fuente de potencia, se enciende el arco principal entre el electrodo y el trabajo. EI arco piloto sólo sirve para facilitar el encendido del arco principal. Una vez iniciado el arco principal, el arco piloto puede extinguirse.

FUENTE DE POTENCIA: SIN PULSOS LAS FUENTES DE potencia de cc de comente estable disponibles para soldadura por arco de plasma tienen capacidad de amperaje entre O. 1 A y varios cientos de amperes. Para la soldadura por arco de plasma con CCEN se emplean fuentes de potencia de tipo convencional con característica volt-ampere de caída. En general, son el mismo tipo de fuentes de potencia que se usan para GTAW y se venden con intervalos de amperaje desde O. 1 hasta 400 amperes con ciclos de trabajo del 60 al 100%. Las unidades de rectificador son preferibles a las de motor-generador en virtud de sus características de salida eléctrica.

Un rectificador con voltaje de circuito abierto del orden de 65 a 80 volts resulta satisfactorio para soldadura por arco de plasma con argón o con mezclas argen-hidrógeno que contienen hasta un 7% de hidrógeno. Sin embargo, si se usa helio o una mezcla argón-hidrógeno con más de 7 % de hidrógeno, se reque- rirá un voltaje de circuito abierto más alto para que el encendido del arco sea confiable. Esto puede lograrse conectando dos fuentes de potencia en serie. Si el encendido del arco es irregular, otra estrategia sería encender el arco en argón puro y luego cambiar a la mezcla argón-hidrógeno deseada o a helio para la



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/ELECTRODO (-)

FUENTE GENERADOR GAS DE ORIFICIO DE POTENCIA DE ALTA

DE SOLDADURA FRECUENCIA

- 7 DE ENFRIAMIENTO

PROTECTOR

GAS EXTERIOR

Figura 10.9-Sistema de soldadura por arco de plasma con iniciación del arco piloto por alta frecuencia

operación de soldadura. Existen fuentes de potencia de corriente constante con varias opciones, como una elevación gradual programada de la comente, un decaimiento programado de la comente de soldadura y una reducción programada de la comente. Estas funciones especiales de la fuente de potencia se utilizan en diversas aplicaciones, principalmente en la soldadura automática.

FUENTE DE POTENCIA: CORRIENTE PULSADA EN ALGUNAS APLICACIONES de la soldadura por arco de plasma es indispensable el empleo de comente a pulsos. Las fuentes de potencia de comente a pulsos que se usan para la soldadura por

arco de plasma son similares a las que se emplean en la soldadura por arco de tungsteno y gas; son fuentes de potencia con carac- terística volt-ampere de caída convencionales pero que son capaces de emitir pulsos de un nivel de comente elevado que se conoce como corrientepico. Las fuentes de potencia de comente a pulsos que se usan para soldadura por arco de plasma tienen frecuencia de pulsación y anchura de pulso variables. En la figura 10.10 se definen los términos relacionados con la comente a pulsos.

Existen fuentes de potencia transistorizadas, de inversor y de SCR con capacidad de comente a pulsos integrada. También se venden unidades que pueden añadirse a las fuentes de potencia convencionales de comente estable a fin de producir comente a pulsos dentro de un intervalo limitado de frecuencias de pulsa- ción. También es posible conferir a la comente de soldadura una

-TIEMPO - ~ ~~~~

Figura 10.10-Terminología de la corriente a pulsos



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pendiente ascendente o descendente con las fuentes de potencia de corriente a pulsos. En el capitulo 1 se hace un análisis más detallado de los aspectos técnicos de este tipo de equipo.

a I

W I- Z

[I

8

SOLDADURA POR ARCO DE PLASMA DE POLARIDAD VARIABLE

AMPLITUDCCEN 140 AMPERES

TIEMPO h

AMPLITUD CCEP 190 AMPERES

Ii -

SE HA SOLDADO aluminio por arco de plasma con la técnica de agujero calado empleando ca de onda cuadrada con polaridad variable (VPPA). La forma de onda de polaridad variable se muestra en la figura 10.11. Este tipo de forma de onda, en la que la duración y la magnitud de las excursiones de comente CCEN y CCEP se pueden controlar de manera independiente, se obtiene gracias a la tecnología de estado sólido. En el capítulo 1 se describen las fuentes de potencia que emplean rectificadores controlados por silicio (SCR) y transistores.

La limpieza de la superficie de la pieza de trabajo de aluminio es vital para evitar porosidad en la soldadura. Los procedimientos de limpieza usuales emplean disoluciones moderadamente alcalinas o desengrasado con vapor. La soldadura deberá realizarse poco tiempo después de la limpieza. Con el proceso de polaridad variable, no es necesario eliminar el óxido de la mayor parte de las aleaciones de aluminio antes de soldar. Sin embargo, las aleaciones de la serie 5000, cuyos óxidos superficiales tienen una tenacidad extrema, sí requieren la eliminación de dichos óxidos mediante raspadura antes de soldar.

Aunque se mantiene un arco piloto de cc durante la VPPA con el fin de estabilizar el arco de soldadura, no se emplea alta frecuencia continua.

Duración de las excursiones de corriente LA VARIABLE MAS importante en la soldadura por arco de plasma con agujero calado en aluminio resulta ser la duración de los tiempos de CCEN y CCEP. La proporción correcta entre los tiempos de CCEN y CCEP se determinó empíricamente. Los mejores resultados se obtuvieron con comente CCEN por espacio de 15 a 20 milisegundos seguida por comente CCEP durante 2 a 5 milisegundos. Véase la figura 10.11. Si la duración de CCEP es menor que 2 milisegundos, la soldadura queda porosa. Si el


tiempo de CCEP excede los 6 milisegundos, se hacen evidentes un deterioro del tungsteno y una tendencia a la formación de arco doble.

Obsérvese que la amplitud de la comente CCEP que se muestra en la figura 10.1 1 es mayor que la de la comente CCEN. Esto proporciona un impulso adicional a la acción de limpieza para disgregar los óxidos superficiales de la pieza de trabajo, sin aumentar apreciablemente el aporte de calor al electrodo y al orificio del soplete. Se puede lograr una limpieza apropiada de la cara de soldadura y de la cara de raíz incrementando la corriente de CCEP unos 30 a 80 A adicionales.

Aplicaciones ENLA TABLA 10.1 se muestran condiciones de soldadura típicas para VPPA con agujero calado en aluminio de 6.4 mm (1/4 pulg) de espesor en las posiciones plana, horizontal y cenital.

Se ha usado el proceso para realizar soldaduras de una sola pasada, de penetración completa, en los tanques de combustible del transbordador espacial, en cascos para embarcaciones de reacción hidráulica y en tanques de aluminio.

CONSOLA DE CONTROL DEL PLASMA LA CONSOLA DE plasma es un dispositivo que controla ias funciones principales del arco de p1asma:Una consola de plasma típica contiene controles para establecer el flujo de gas de plasma y el flujo de gas protector, una caja de empalme para las mangueras de gas y agua, posiblemente un circuito de alta frecuencia para encender el arco piloto y probablemente una fuente de potencia pequeña que alimente comente al arco piloto. Otras funciones que podna incluir son una opción de nivel alto o bajo que permita conmutar con facilidad la tasa de flujo del gas de plasma entre la modalidad de fusión en surco y la de agujero calado, y un manómetro del arco que mida la retropre- sión del gas de plasma en el orificio.

La consola de plasma podna incluir una función de incremen- to y decremento programado del gas de plasma con objeto de iniciar y cerrar un agujero calado, y también un circulador de agua integrado. En la figura 10.12 se ilustra una consola de control de plasma.

Figura 10.11-Forma de onda típica de corriente de polaridad variable



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Tabla 10.1 Condiciones de soldadura VPPA para aluminio de 6.4 mm (0.25 pulg) de espesor

en las Dosiciones dana. horizontal v vertical

Plana Horizontal Cenital Posicion Espesor del material, pulg (mm) Tipo de aluminio Diámetro del metal de aporte pulg (mm) Grado del metal de aporte Corriante de soldadura CCEN, A Tiempo de soldadura con CCEN, ms Corriente CCEP adicional, A Tiempo de corriente CCEP, ms Flujo de gas de plasma, pies3/h (Umin) (inicio) Flujo de gas de plasma, pies3/h (Umin) (trabajo) Flujo de gas protector, pies3/h (Umin) Tamaño del electrodo, pulg (mm) Velocidad de desplazamiento, pulglmin (mm/s)

114 221 9 1/16 231 9 140 19 50 3 Ar 2 Ar 5 Ar 30 1/8 8

SOPLETES PARA SOLDAR Los SOPLETES PARA soldadura por arco de plasma son mas complejos que los empleados para soldadura por arco de tungsteno y gas. Se requiere una serie de conductos que suministren al soplete gas de orificio, gas protector y refrigerante líquido para enfriar la unidad de boquilla constrictora.

En la mayor parte de los casos, dos cables de función doble proporcionan tanto energía eléctrica como refrigerante en circu- lación. Un cable suministra corriente para el arco piloto, en tanto que el otro suministra la corriente de soldadura. Dos mangueras adicionales alimentan los gases de orificio (plasma) y protector. Se necesita agua de enfriamiento para disipar el calor generado en la boquilla constrictora por el arco piloto y el arco de soldadura. La unidad de portaelectrodo de un soplete para soldadura por arco de plasma se fabrica con cobre, y por lo regular está diseñada para centrar el electrodo automáticamente dentro de la sección central de la boquilla. Cualquier desalineación del electrodo en esta sección podría fundir la boquilla de cobre cerca del orificio, posiblemente contaminar la soldadura, y causar socavamiento.

El gas de orificio que se alimenta al soplete tiene una tasa de flujo baja y por tanto no suministra suficiente gas para proteger el charco de soldadura de los gases atmosféricos contaminantes. Además, la turbulencia creada por el chorro de plasma de alta velocidad cuando se suelda con la técnica de agujero calado reduce aún más la efectividad de la cobertura con el gas de plasma. El gas protector necesario se alimenta a través de la boquilla de gas protector que rodea a la porción del orificio del soplete. En algunas aplicaciones se requieren estelas adicionales de gas protector para complementar la protección.

Sopletes manuales EN LA FIGURA 10.13 se muestra un corte seccional de un diseño de soplete típico para soldadura por arco de plasma manual. El soplete generalmente es ligero y tiene un mango, un dispositivo para fijar el electrodo de tungsteno y llevarle la corriente, con-

ductos independientes para el gas de orificio y el gas protector, una boquilla constrictora de cobre enfriada por agua provista de conductos de entrada y de salida, y una boquilla de gas protector (por lo regular hecha de un material cerámico).

Hay sopletes manuales para soldadura por arco de plasma con ángulos de cabeza de 70 grados y de 90 grados. Pueden trabajar con CCEN a niveles de corriente de hasta 225 A y también con CCEP hasta unos 70 A. La corriente CCEP tiene uso limitado para soldar aluminio con electrodos de tungsteno o de cobre enfnado por agua.

Los controles de la comente de soldadura y del gas casi nunca están integrados al soplete y se operan ya sea con un control de pie o automáticamente. También hay soportes para montar el soplete en aplicaciones mecanizadas.

Sopletes mecanizados LOS SOPLETES PARA la soldadura por arco de plasma automatizada son similares a los sopletes manuales, excepto que se dise- ñan con configuraciones en línea recta o escalonada.

Hay sopletes para soldadura por arco de plasma mecanizada que pueden trabajar con CCEN, CCEP o ca de onda cuadrada, con especificaciones de comente que por lo regular varían entre 50 y 500 amperes. Se usa CCEN con un electrodo de tungsteno para la mayor parte de las aplicaciones de soldadura, con una modalidad opcional para soldar con comente a pulsos. En el modo a pulsos, la comente fluctúa entre dos niveles de amperaje establecidos; esto permite al charco de metal de soldadura fundido solidificarse en el nivel más bajo. La modalidad a pulsos puede ayudar a aliviar problemas de distorsión, ya que reduce el aporte total de calor a lo largo de la unión. También está disponible la soldadura por arco de plasma de polaridad variable (Ca de onda cuadrada) para soldar aluminio.

Boquillas constrictoras del arco SEHADISEÑADO una gran variedad de boquillas para PAW. Las hay con uno o varios orificios, con agujeros dispuestos en



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F-

@ v\' ' I I,,

MANÓMETRO DE RETROPRESIÓN

DEL GAS DE PLASMA

LOCAL REMOTO

@ @ CONTROL ON OFF CONT. DELGAS PILOTO

DIR. INV.

POLARIDAD TRAB. CONFIG.

CONEXIÓN

CONTROL CONTROL AUXILIAR

AM PER^ 0 METRO J CORRIENTE DE PLASMA

PERILLAS DE CONTROL DE FLUJO DE GAS

' ALTO BAJO -

MANÓMETRO DEL

REFRIGERANTE

LUZ INDICADORA

O 0 GAS GAS DE PROTECTOR

PLASMA

O0 CONEXIÓN DELCABLE

DEL SOPLETE DE PLASMA ENTRADAY SALIDA DE REFRIGERANTE

Figura 10.15-Consola de control para soldadura por arco de plasma

círculos, filas y otros patrones geométricos. Las boquillas de un solo orificio son las que más se usan. Entre las boquillas de múltiples orificios, el diseño más ampliamente utilizado tiene un orificio central flanqueado por dos orificios de gas auxiliar más pequeños, todos con una línea central común. Estos dos tipos se muestran en la figura 10.14.

Si la boquilla tiene un solo orificio, el arco y todo el gas de plasma pasarán por dicho orificio. En las boquillas de múltiples orificios el arco y parte del gas de plasma pasan pot el orificio central, que es más grande, en tanto que el resto del gas sale por los orificios auxiliares.

Las boquillas de múltiples orificios pueden resultar ventajo- sas en varios tipos de uniones. Si la boquilla se alínea de modo que la línea central común de los tres orificios queda perpendi-

cular al surco de soldadura, las dos comentes de gas adyacentes concentrarán el chorro de plasma en la unión. EI resultado es una franja de soldadura más angosta y una velocidad de soldadura más alta.

Cada tamaño de orificio y tasa de flujo de gas de orificio dado tiene una especificación de corriente máxima. Por ejemplo, u n orificio de 2.1 mm (0.08 1 pulg) de diámetro podría tener una especificación de 75 A con una tasa de flujo de argón de 0.9 L/min (1.9 pies.'/hr). Si la tasa de flujo del gas de orificio s e redujera por debajo de 0.9 L/min (1.9 pies3/hr), la especificación de corriente máxima del orificio también disminuiría.

EI electrodo del soplete de arco de plasma está metido en l a boquilla constrictora del arco. Cuando el arco pasa por la boquilla, experimenta una colimación que concentra el calor del a r c o



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TAPA

@ CABLE DEL ARCO PILOTO Y DEL ARCO TRANSFERIDO

\I SALIDA DE REFRIGERANTE

ENTRADA DE GAS DE ORIFICIO

ENTRADA DE REFRIGERANTE

ENTRADA DE GAS PROTECTOR

ELECTRODO DE TUNGSTENO

COPA DE ESCUDO EXTERIOR (CERÁMICA)

CUERPO DE ORIFICIO (COBRE)

~~~ ~

Figura 10.13-Dise~o de ia cabeza de un soplete manual típico

en un área relativamente pequeña de la pieza de trabajo. La mayor concentración del calor, aunada a la fuerza tan alta del chorro de plasma, produce una zona de fusión mas angosta al tiempo que incrementa la penetración de la soldadura y evita la divagación del arco.

Durante la operación normal, la columna del arco dentro de la boquilla del soplete está rodeada por una capa de gas no ionizado. Esta capa de gas no conductor, relativamente frío, provee un aislamiento térmico y eléctrico que protege la superficie interior de la boquilla. EI material de uso más común para las boquillas es el cobre. Si se enfría con agua, el cobre puede servir para constreñir un arco de plasma con una temperatura superior a 16 600°C (30 0oO"F). Si la capa protectora de gas se altera, como cuando el flujo de gas de orificio es insuficiente, o si la comente de arco es excesiva para una geometría de boquilla

dada, puede haber doble arco y dañarse la boquilla. Ya se describió antes este fenómeno.

EQUIPO ACCESORIO Alimentadores de alambre COMO EN EL proceso GTAW, es posible usar sistemas convencionales de alimentación de alambre de aporte con el proceso PAW. El metal de aporte se agrega en el borde delantero del charco de soldadura o en el agujero calado a una velocidad previamente determinada. El sistema de alimentación de alambre puede reducir la ocurrencia de defectos de socavamiento o subrellenado al soldar materiales gruesos.



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7 CUERPO DE ORIFICIO

I ELECTRODO

CONDUCTOS DE GAS AUXILIAR

SALIDA ÚNICA MÚLTIPLE SALIDA

~~ ~ ~

Figura 10.14-Boquillas constrictoras de una y varias salidas

También pueden usarse sistemas de alimentación de alambre caliente, el cual debe introducirse por el borde trasero del charco de soldadura. La iniciación y terminación de la alimentación del alambre puede controlarse y programarse con el equipo de soldadura automático.

Una técnica popular cuando se suelda a pulsos es introducir el metal de aporte en la unión también a pulsos, sincronizado con la comente del arco de plasma. En muchas aplicaciones de engrosamiento de bordes con soldadura automática se emplean variaciones de esta técnica.

Control de voltaje del arco PUESTO QUE EL proceso de soldadura por arco de plasma es relativamente insensible a las variaciones en la longitud del arco, en muchas aplicaciones no se necesita equipo para controlar el voltaje del arco. Sin embargo, el control de voltaje puede usarse al soldar por arco de plasma uniones con geometría irregular o con perfil. La unidad de control deberá desactivarse o “bloquear- se” cuando se confiera una pendiente a la comente o a la tasa de flujo de gas de plasma durante el inicio de una soldadura o el rellenado de un cráter, ya que un cambio en estas variables también modifica el voltaje del arco.

Equipo de posicionamiento EL EQUIPO DE posicionamiento para PAW es similar ai que se usa con GTAW. Dependiendo de la aplicación, puede manipularse la pieza de trabajo o bien controlarse el movimiento del soplete. La manipulación de la pieza de trabajo generalmente implica un posicionador giratorio que puede inclinarse. Para mover el soplete mientras la pieza de trabajo permanece estacie nana se requiere un carro sobre rieles o sobre una viga lateral que permita seguir uniones lineales. Si se desea combinar el movimiento del soplete y de la pieza de trabajo como un sistema se requiere programación de computadora para coordinar las operaciones.

MATERIALES

METALES BASE EL PROCESO DE soldadura por arco de plasma puede servir para unir todos los metales que pueden soldarse con el proceso GTAW. Es posible soldar la mayor parte de los materiales con espesores entre 0.3 y 6.4 mm (0.01 y 0.25 pulg) en una sola pasada de un arco transferido. Todos los metales excepto aluminio y magnesio y sus aleaciones se sueldan con CCEN. Cuando se suelda aluminio o magnesio se usa ca de onda cuadrada para eliminar efectivamente los óxidos refractarios de estos metales. La soldadura con ca reducirá la capacidad de comente del electrodo a menos que la fuente de potencia pueda minimizar la duración del ciclo con electrodo positivo. Se pueden hacer soldaduras de agujero calado de una sola pasada en aleaciones de aluminio de hasta 12.7 mm (1/2 pulg) de espesor.

Los efectos metalúrgicos del calor de los procesos de soldadura por arco de plasma y por arco de tungsteno y gas son similares, excepto que el arco de plasma, al tener menor diáme-

tro, generalmente funde menos metal base, de modo que la penetración es más angosta y profunda. Los procedimientos de precalentamiento, poscalentamiento y protección con gas son similares para ambos procesos. Cada uno de los materiales base tiene requisitos propios que maximizan la calidad de las soldaduras.

CONSUMIBLES Metales de aporte LOS METALES DE aporte que se usan para soldar los materiales base son los mismos que se emplean en los procesos GTAW y GMAW. Se añaden en forma de varillas cuando la soldadura es manual o en forma de alambre cuando es mecanizada. En la tabla



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Tabla 10.2 Especificaciones de la AWS para metales de aporte

emDleados en soldadura Dor arco de plasma

Especificación de la AWS Metales de a m i e

A5.7 A5.9

A5.10

A5.14

A5.16

A5.18

A5.19

A5.24

Varillas de soldadura de cobre y de aleación de cobre Electrodos desnudos de acero al cromo y al

cromo-níquel resistentes a la corrosión Varillas de soldadura y electrodos desnudos de aluminio

y de aleación de aluminio Varillas de soldadura y electrodos desnudos de níquel

y de aleación de níquel Varillas de soldadura y electrodos desnudos de titanio

y de aleación de titanio Electrodos de acero dulce para soldadura por arco

de metal y gas Varillas de soldadura y electrodos desnudos de aleación

de magnesio Varillas de soldadura y electrodos desnudos de zirconio

y de aleación de zirconio

Elect rodos ELELECTRODO ES el mismo que se usa para la soldadura por arco de tungsteno y gas. Para la soldadura con CCEN se pueden usar varillas de tungsteno puro o de tungsteno con pequeñas adiciones de tona, zirconia o ceria. Los electrodos se fabrican de acuerdo con ANSi/AWS A5.2, Especificación de electrodos para soldadura por arco de tungsteno. Cuando se va a soldar con ca generalmente se escogen electrodos de tungsteno puro.

La soldadura con comente continua y electrodo positivo no se practica ampliamente con el proceso de soldadura por arco de plasma debido al intenso calentamiento del electrodo y a la

reducida capacidad de comente. El extremo de arco del elecúo- do se amuela para darle forma de cono con ángulo de vértice entre 20 y 60 grados, según la especificación del fabricante del soplete. Es indispensable que el electrodo tenga una forma concéntrica lisa. El mandril debe sostener el electrodo en el centro exacto del orificio de la boquilla. Por lo regular se especifica un calibre para fijar la posición axial del electrodo. Si no se toman estas precauciones, la consistencia de las soldaduras sufrirá menoscabo y habrá un deterioro excesivo de la boquilla constrictora.

Cuando se suelda con ca de onda cuadrada, el electrodo por lo regular se prepara con un extremo en bola o plano. Las formas recomendadas ayudan a evitar el sobrecalentamiento del electrodo y aumentan la capacidad de transporte de comente.

GASES LA ELECCIÓNDEL gas que se usará para soldar por arco de plasma depende del metal que se va a soldar. En muchas aplicaciones de PAW, el gas protector a menudo es el mismo que el gas de orificio. En la tabla 10.3 se indican los gases típicos que se usan para soldar diversos metales.

El gas de orificio debe ser inerte con respecto al electrodo de tungsteno a fin de evitar un deterioro rápido del electrodo. Los gases protectores generalmente son inertes. Es posible usar un gas protector activo si no afecta de manera adversa las propiedades de la soldadura.

El argón es el gas de orificio preferido para la soldadura por arco de plasma de baja corriente porque su bajo potencial de ionización asegura un arco piloto estable y un encendido de arco confiable. Como el arco piloto sólo sirve para mantener la ioniza- ción en la cámara de pleno, la corriente del arco piloto no es critica; puede mantenerse fija para una amplia variedad de indiciones de operación. Las tasas de flujo del gas de orificio recomendadas suelen ser menores que 0.5 L/min (1 pie3/h), y la corriente del arco piloto puede fijarse en cinco amperes.

Tabla 10.3 Guía de selección de gases para soldadura por arco de plasma de corriente alta"

Espesor Técnica de soldadura

Metal Pub mm Agujero calado Fusión en surco

Acero al carbono . . . . . . . . . . menos de 1 I8 3.2 Ar Ar (matado con aluminio) más de 118 3.2 Ar 75% He-25% Ar

Acerodebajaaleación . . . . . . menosde 1 I8 3.2 Ar Ar más de 1 I8 3.2 Ar 75% He-25% Ar

. . . . . . . . . . 3.2 Ar, 92.5% Ar-7.5% H, Ar 3.2 Ar, 95% Ar+% H2 75% He-25% Ar

Acero inoxidable menos de 118 más de 118

Cobre . . . . . . . . . . . . . . . menos de 3/32 2.8 Ar 75% He-25% Ar

Aleaciones de níquel . . . . . . . . menos de 118 3.2 Ar, 92.5% Ar-7.5% H2 Ar

Metales reactivos . . . . . . . . . menos de 114 114 Ar Ar

más de 3/32 2.8 No se recomiendab He

más de 1 I8 3.2 Ar, 95% Ar-5% H, 75% He-25% Ar

más de 114 6.4 Ar-He (50 a 75% He) 75% He-25% Ar

a. Los gases recomendados son tanto para orificio como para protección. b. La franja inferior no tendrá la forma correcta. Esta técnica sólo puede usarse con aleaciones cobre-cinc.



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En la tabla 10.4 se presentan los gases protectores típicos para soldadura de baja corriente. Se usa argón para soldar acero al carbono, aceros de alta resistencia mecánica y metales reactivos como titanio, tantalio y aleaciones de zirconio.

Con frecuencia se usan mezclas argón-hidrógeno como gas de orificio y protector para realizar soldaduras de agujero calado en acero inoxidable, aleaciones con base de níquel y aleaciones cobre-níquel. Los porcentajes permisibles de hidrógeno varían, desde el 5 % que se usa con acero inoxidable de 6.4 mm (1/4 pulg) de espesor hasta el 15 9% que se emplea para las velocidades de soldadura más altas en tubos inoxidables con paredes de 3.8 mm (O. 150 puig) de espesor o más delgadas. En general, cuanto más delgada sea la pieza de trabajo, mayor será el porcentaje permisible de hidrógeno en la mezcla de gases, hasta un máximo del 15%. No obstante, si se emplean mezclas argón-hidrógeno como gas de orificio, la especificación de diámetro de orificio para una comente de soldadura dada por lo regular se reducirá debido a que la temperatura del arco es más alta.

Las adiciones de hidrógeno al argón producen un arco más caliente y una transferencia más eficiente de calor a la pieza de trabajo. Esto permite alcanzar velocidades de soldadura más altas con una corriente de arco dada. La cantidad de hidrógeno que puede usarse en la mezcla es limitada porque el exceso de este gas tiende a causar porosidad o agrietamiento en la franja de soldadura. Si se usa la técnica de agujero calado, es posible soldar un espesor de metal dado con mayor porcentaje de hidró- geno que con el proceso de soldadura por arco de tungsteno y gas. La posibilidad de usar mayores proporciones de hidrógeno sin inducir porosidad puede estar asociada al efecto de agujero calado y al singular patrón de solidificación que produce.

Las adiciones de helio al argón producen un arco más caliente para una comente de arco dada. La mezcla debe contener por lo menos 40% de helio antes de que pueda observarse un cambio significativo en el calor; las mezclas que contienen más del 75 % de helio se comportan casi igual que el helio puro. Las mezclas argón-helio con un contenido de helio entre 50 y 75% general-

mente se usan para producir soldaduras por agujero calado en secciones gruesas de titanio y aluminio, y para pasadas de relleno en todos los metales en los casos en que resulta deseable el calor adicional y el patrón de calentamiento más ancho.

El gas protector que se suministra a través de la boquilla de escudo de gas y alrededor de la boquilla del arco puede ser argón, una mezcla argón-hidrógeno o una mezcla argón-helio, dependiendo de la aplicación. Las tasas de flujo de gas protector por lo regular son del orden de 10 a 15 L/min (20 a 30 pies3/h) para aplicaciones de baja comente; en la soldadura de alta comente se emplean tasas de flujo de 15 a 30 L/min (30 a 60 pies3/h).

El empleo de helio como gas de orificio incrementa la carga térmica sobre la boquilla del soplete y reduce su vida útil y su capacidad de corriente. En virtud de la menor masa del helio, resulta dificil, con tasas de flujo razonables, obtener una condi- ción de agujero calado con este gas. Por tanto, el helio sólo se usa para realizar soldaduras de fusión en surco.

Como el gas protector no entra en contacto con el electrodo de tungsteno, hay ocasiones en que es posible usar gases reactivos como CO,. Las tasas de flujo de CO, son del orden de 10 a 15 L/min (20 a 30 pies3/h). Cuando se sueldan por arco de plasma laminaciones apiladas a menudo se usa 75 % Ar - 25 $6 CO, como gas protector.

Si es preciso variar el flujo de gas y la comente durante la soldadura, o al principio o al final de una soldadura de agujero calado, se emplea un sistema de control de gas electrónico programable.

Gases de purga de respaldo y de estela CUANDO SE SUELDANmetaies reactivos como titanio, zirconio y tantalio, es indispensable proteger los metales calientes contra la contaminación por gases de la atmósfera hasta que se hayan enfriado por debajo del punto de reacción. En estos casos se necesitan escudos auxiliares de respaldo y de estela. Es posible montar un dispositivo de estela protectora a la parte de atrás del

Tabla 10.4 Guía de selección de gases para soldadura por arco de plasma de corriente baja*

Metal

Aluminio . . . . . . . . . .

Acero al carbono . . . . . . . .

Acero de baja aleación

(matado con aluminio)

Acero inoxidable . . . . . . . . Cobre . . . . . . . . . . . . .

Aleacionesdeníquel . . . . . . Metales reactivos . . . . . . .

menos de más de

menos de más de

menos de más de

menos de más de

menos de más de

Espesor

pulg mm 1/16 1.6 1/16 1.6

1/16 1.6 1/16 1.6

1/16 1.6 1/16 1.6

Todos

1/16 1.6 1/16 1.6

Todos

1/16 1.6 1/16 1.6

Técnica de soldadura

Aauiero calado Fusion en surco

No se recomienda He

No se recomienda Ar, 75% He-25% Ar

No se recomienda 75% He-25% Ar, Ar-H, (14% H2)

75% He-25% Ar, Ar-H, (14% H,)

No se recomienda 75% He-25% Ar, He

Ar, 75% He-25% Ar, Ar-H, (1-5% H,)

Ar, 75% He-25% Ar, He Ar, 75% He-25% Ar, He

Ar, He He

Ar, 25% He-75% Ar Ar, 75% He-25% Ar

Ar, He, Ar-H, (14% H,) Ar, He, Ar-H,(1-5% H2)

Ar, He, Ar-H, (1-5% H,)

25% He-75% Ar, 75% He-25% Ar, He He

Ar, He, Ar-H2 (1 -5% H,)

Ar Ar, 75% He-25% Ar

~~~~ ~ ~

* Los gases recomendados son sólo para protección. EI gas de orificio en todos los casos es argón.



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soplete de plasma. La estela amplia la cobertura de gas y da más tiempo para que el metal se enfrie.

La PAW de metales reactivos puede efectuarse enuna cámara de soldadura o una caja de guantes como las que se usan con GTAW. En el caso de metales como el acero inoxidable, en los que la raíz de la soldadura está expuesta a la atmósfera, se emplea un purgado de respaldo con un gas no reactivo como argón, helio o nitrógeno (véase la figura 10.15).

EMBONAMIENTO Y FIJACIÓN EL EMBONAMENTO Y las fijaciones para PAW deben ser los mismos que se usan con GTAW. Los bordes de las uniones para las soldaduras de unión a tope deben estar en contacto intimo, y es recomendable usar abrazaderas que junten las piezas a presión durante la soldadura. Las rebabas, muescas y huecos a lo largo de la unión pueden provocar separación de la soldadura y deben eliminarse.

El embonamiento, las fijaciones y la limpieza adquieren extrema importancia cuando se sueldan materiales muy delgados, como acero inoxidable de 0.004 pulg. El embonamiento de la unión debe ser preciso y tal vez valga la pena considerar el empleo de barras de enfriamiento para eliminar calor de la unión.

En la figura 10.16 se muestra una gráfica que da una idea general de las técnicas de fijación y sujeción para soldar acero inoxidable 304.

Respaldo de soldadura EL RESPALDO DE soldadura s h e para posicionar las piezas, extraer calor de la soldadura y proveer un respaldo de gas que proteja el lado inferior del área de soldadura.

Las abrazaderas de enfriamiento y el respaldo de gas también ayudan a reducir la zona térmicamente afectada de la soldadura. El tipo de material soldado detenninará en gran medida si es

Figura 10.15-Barra de respaldo típica para soldadura por arco de plasma con auuiero calado

necesario usar respaldo de gas. Los metales como el titanio, zirconio y niobio necesitan respaldo con gas inerte. Algunas uniones tal vez no permitan el respaldo con gas a causa de restricciones de diseño. El respaldo con gas en el interior de las piezas también puede ayudar a enfriar y proteger objetos como componentes electrónicos que podrian estar dentro de una pieza durante la soldadura.

Posiciones del soplete LA PAW SE puede realizar en todas las posiciones, como es el caso de la soldadura con GTAW. Los usuarios deben recordar que el arco de plasma es muy direccional, y que es un poco más dificil mantener el arco exactamente sobre la unión mientras se está soldando; el arco no se flexiona para seguir la línea central de la unión. Las variaciones laterales del soplete deben limitarse lo más que sea posible.

Por fortuna, el arco de plasma es tolerante en lo que toca a la distancia de separación del soplete, y los cambios en dicha distancia no son tan criticos como en la soldadura GTAW.

Metal de aporte SE PUEDE USAR metal de aporte con la soldadura por arco de plasma de la misma forma como se hace en la soldadura GTAW.

PROCEDIMIENTOS DE SOLDADURA ENLAS TABLAS 10.5 a 10.8 se presentan condiciones de soldadura para diversos materiales.

Soldadura manual POR LO REGULAR, cuando se suelda con plasma a mano lo mejor es hacerlo dentro del intervalo de corriente bajo, de 0.1 a 50.0 amperes. Si se va a soldar manualmente con más de 50.0 amperes, el proceso GTAW suele ser más fácil de manipular para el operador, y también más económico. La PAW manual a menudo se usa para soldar malla de alambre cuando es preciso unir cada alambre por fusión del borde. Como la distancia de separación con PAW no es tan critica como en GTAW, el proceso PAW es mejor para esta aplicación. Normalmente, la distancia de sepa- ración puede aumentarse o disminuirse hasta en 0.9 mm (0.035 pulg) sin afectar la calidad de la soldadura.

Soldadura de fusión en surco mecanizada LA PAW DE fusión en surco mecanizada es muy popular, sobre todo para soldar componentes pequeños e intrincados como los de equipo médico, de iluminación, de instrumentos, baterias, alambres y fuelles.

En muchas aplicaciones, el plasma se usa con controles de microprocesador que regulan la corriente inicial, la pendiente positiva, los pulsos, la pendiente negativa y la corriente final.

Como la alta frecuencia sólo se usa para iniciar el arco piloto, no hay una ráfaga de alta frecuencia cuando el arco se transfiere para soldar. Esto permite usar el plasma cerca de equipo electró- nico de prueba, robots, controles de microprocesador y controles programables sin tener que aislar o blindar los componentes que necesitarían protección en los sistemas automatizados.



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Tabla 10.5 Condiciones de soldadura por arco de plasma típicas para uniones a tope en acero inoxidable

Flujo de Gasb

Espesor Velocidad de Corriente (CCEN) de Voltaje arco Tipo de Orificioc Escudo’

pulg mm pulg/min mm/s A V boquilla’ pies3/H L/min pies3/H L/min Comentariosd

0.092 2.4 24 10 115 30 11 1 M 6 3 35 17 Agujero calado, soldadura de surco cuadrado

0.125 3.2 30 13 145 32 11 1 M 10 5 35 17 Agujero calado, soldadura de surco cuadrado

0.187 4.8. 16 7 165 36 136M 13 6 45 21 Agujero calado, soldadura de surco cuadrado

0.250 6.4 14 6 240 38 136M 18 8 50 24 Agujero calado, soldadura de surco cuadrado

a. Tipo de boquilla: el número indica el diámetro del orificio en milésimas de pulgada; ‘M” indica el diseño. b. Se requiere escudo de gas para el lado de abajo de la franja en todas las soldaduras. c. Gas empleado: 95% Ar-5% H. d. Separación del soplete: 4.8 rnrn (3116 pulg)

c O 3 - n

.24

.2c

.1 E u a‘

.12

.OE

.O4

- T, rnm - - 0.5 1 .o 1.5 - - - -

I I I

O

1

0 25

20

15

5

O

T - ESPESOR DEL MATERIAL 0.5 mm 0.02 pulg B = ESPACIADO DE LA ABRAZADERA SUPERIOR 3.5 mm 0.14 pulg C = ESPACIADO DE LA BARRA DE RESPALDO 2.0 mm 0.08 pulg A = CORRIENTE DE SOLDADURA 9 A 9 A

~~~

Figura 10.16-Grafica que muestra datos para la soldadura a tope con baja corriente de acero inoxidable (a la derecha se representa en forma esquemática la geometría de la guía)



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Tabla 10.6 Condiciones de soldadura por arco de plasma tipicas para uniones a tope en aceros al carbono y de baja aleación

Flujo de Gasb

Orificioc Escudo' Velocidad de Corriente voltaje Espesor desplazamiento (CCEN) de arco Tipo de

Metal pulg mm pulglmin mm/s A V boquillaa pies3/H L/min pies3/H L/min Comentariosd

Acero 0.125 3.2 12 5 185 28 111M 13 6 60 28 Agujerocalado,soldaduradesurco dulce cuadrado

Acero 0.170 4.3 10 4 200 29 136M 12 6 60 28 Agujero calado, soldadura de surco 41 30 cuadrado, adición de alambre

de aporte de 1.2 mrn (3/64 pulg) de diám. a 13 mm/s (30 pulglmin)

Acero 0.250 6.4 14 6 275 33 136M 15 7 60 28 Agujerocalado,soldaduradesurco û6AC cuadrado, precalentamiento

a 31 5°C (600" F)

a. Tipo de boquilla: el número indica el diámetro del orificio en milésimas de pulgada; "M" indica el diseño. b. Se requiere escudo de gas para el lado de abajo de la franja en todas las soldaduras. c. Gas empleado: argon. d. Separación del soplete: 1.2 mm (3/64 pulg) en todas las soldaduras.

Soldadura de agujero calado mecanizada SE RECOMIENDA REALIZAR la soldadura por arco de plasma con agujero calado en forma automatizada. Este tipo de soldadura requiere un control preciso de la velocidad de recorrido, del flujo de gas de plasma y de la velocidad de alimentación del alambre. El desarrollo de buenos controladores de flujo másico ha hecho posible un control más preciso del gas de plasma durante la soldadura.

CONTROL DE CALIDAD DE LAS SOLDADURAS LAS DISCONTINUIDADES DE las soldaduras por arco de plasma incluyen tipos superficiales y subsuperficiales, como se indica en la tabla 10.9.

Las discontinuidades superficiales como el refuerzo, el so- brellenado, el socavamiento y la discrepancia, que se asocian al perfil de la franja de soldadura y a la alineación de la unión, se detectan con facilidad por inspección visual o dimensional. La falta de penetración también se detecta visualmente por la ausencia de una franja de raíz. Las grietas de soldadura que llegan hasta la superficie por lo regular se detectan con tintes penetrantes. Por último, la contaminación superficial, que se debe a una cobertura deficiente con gas protector, normalmente se revela por las manchas notorias en la franja de soldadura o en las zonas ténnicamente afectadas adyacentes.

Las discontinuidades subsuperficiales de la soldadura por lo general se presentan más en la PAW manual que en la mecanizada. En ambos casos, dichas discontinuidades se detectan principalmente por medio de radiografías o pruebas con ultrasonido.

Tabla 10.7 Condiciones de soldadura Dor arco de plasma tbicas Dara uniones a toDe en titanio

Flujo de Gasb Escudo'

Velocidad de Corriente Voltaje (CCEN) de arco Tipo de Orificio' Espesor desplazamiento

pulg mm pulglmin mm/s A V boquillaa pies3/H L/min pies3/H L/min Comentariosd

0.125 3.2 20 8.5 185 21 11 1 M 8d 3.8 60d 28 Agujero calado, soldadura de surco cuadrado

0.187 4.8 13 5.5 175 25 136M 18d 9 60d 28 Agujero calado, soldadura de surco cuadrado

0.390 9.9 10 4.2 225 38 136M 32e 15 60e '28 Agujero calado, soldadura de surco cuadrado

0.500 12.7 10 4.2 270 36 136M 27' 13 60' 28 Agujero calado, soldadura de surco cuadrado ~ ~~

a. Tipo de boquilla: el número indica el diámetro del orificio en milésimas de pulgada; 'M" indica el diseño. b. Se requiere escudo de gas para el lado de abajo de la franja en todas las soldaduras. c. Separación del soplete: 4.8 mm (3/16 pulg) d. Gas empleado: argón. e. Gas empleado: 75% He - 25% Ar. f. Gas empleado: 50% He - 50% Ar.



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Tabla 10.8 Condiciones de soldadura por arco de plasma típicas para soldar aceros inoxidables - bajo amperaje

Espesor

Flujo de gas Separación Diám. Velocidad de Corriente Diám. de del del

desplazamiento (CCEN) orificio orificioaibrc oplete electrodo

pulg mm Tipo de soldadura pulglmin

0.030 0.76 Agujero calado, soldadura 5.0 de surco cuadrado

0.060 1.5 Agujero calado, soldadura 5.5 de surco cuadrado

unión en 'T"

unión en "T"

unión traslapada

unión traslapada

0.030 0.76 Soldadura de filete, -




mm/s A pulg mm pies3/h L/min pulg mm pulg mm Comentarios

2 11 0.030 0.76 0.6 0.3 1/4 6.4 0.040 1.0 Mecanizada

2 28 0.047 1.2 0.8 0.4 1/4 6.4 0.060 1.5 Mecanizada

- 8 0.030 0.76 0.6 0.3 1/4 6.4 0.040 1.0 Manua1,metal

- 22 0.047 1.2 0.8 0.4 1/4 6.4 0.060 1.5 Manua1,metal

- 9 0.030 0.76 0.3 0.6 3/8 9.5 0.040 1.0 Manual, metal

- 22 0.047 1.2 0.8 0.4 3/8 9.5 0.060 1.5 Manual, metal

de aported

de aported

de aported

de aportee ~~~

a. Gas de orificio: argón. b. Gas protector: 95% Ar-5% H a 10 umin (20 pies3/h). c. Escudo de gas para la franja inferior: argón a 5 Umin (10 pies3/h). d. Alambre de aporte: acero inoxidable 310 de 1.1 mm (0.045 pulg) de diámetro. e. Alambre de aporte: acero inoxidable 31 O de 1.4 mm (0.055 pulg) de diámetro.

La porosidad es la discontinuidad subsuperficial que se observa con mayor frecuencia.

Los túneles son huecos notorios que corren a io largo del eje de la unión. Esta discontinuidad puede ser el resultado de una combinación de desalineación del soplete y variables de soldadura incorrectas, sobre todo la velocidad de desplazamiento.

Las discontinuidades de falta de fusión se presentan sobre todo en las áreas de reparación, sean de una o de varias pasadas. Las discontinuidades se deben a un aporte de calor insuficiente para lograr una fusión completa.

La contaminación subsuperficial en PAW puede presentarse cuando el cobre de la boquilla del soplete sale despedido hacia la soldadura. Esto ocurre por lo regular cuando la boquilla se acerca demasiado a ia soldadura, se sobrecalienta, y el cobre se funde y cae en el charco. La contaminación resultante, que puede ser perjudicial, posiblemente sea indetectable con los procedimientos de inspección no destructiva convencionales.

La mejor manera de evitar la contaminación con cobre es capa- citando debidamente al operador y desarrollando buenas técni- cas de manipulación del soplete.

Tabla 10.9 Discontinuidades de la soldadura Dor arco de Dlasma

Discontinuidades superficiales Discontinuidades internas

Refuerzo Subrellenado Socavamiento Discrepancia Falta de penetración Grietas Contaminación

Porosidad Túneles (huecos) Falta de fusión Contaminación Grietas

RECOMENDACIONES DE SEGURIDAD SI DESEA INFORMACION de seguridad detallada, consulte las instrucciones del fabricante y la edición más reciente de ANSI 249.1, Seguridad al soldar y cortar. Los reglamentos de seguridad federales que rigen en los Estados Unidos, y que han sido establecidos por ia Occupational Safety and Health Administra- tion del Departamento del trabajo de aquel pais, se pueden encontrar en la edición más reciente de OSHA Standards, Code of Federal Regulations, Title 29 Part 1910, disponible de Supe- rintendent of Documents, U.S. Printing Office, Washington, D.C. 20402.

Cuando se suelda con un arco transferido y comentes de hasta 5 A, se recomienda usar gafas con escudos laterales, u otro tipo de protección ocular, con filtros del núm. 6. Aunque normalmew te no es necesario proteger el rostro en este intervalo de corrientes, su empleo se deja a las preferencias personales. Si se suelda con comentes de 5 a 15 A, se recomienda una careta facial de plástico completa además de la protección ocular con filtros del núm. 6 . Si el nivel de comente es mayor que 15 A, se requiere una careta de soldadura estándar con el tono de filtro apropiado para la comente utilizada.



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En los casos en que se mantiene continuamente un arco piloto, hay que tomar las precauciones normales para protegerse contra destellos de arco y quemaduras térmicas. Es necesario usar ropa adecuada que proteja a la piel expuesta contra la radiación del arco. La potencia de soldadura debe desconectarse antes de ajustar o cambiar los electrodos. Si es necesario observar una descarga de alta frecuencia para centrar el electrodo, es importante usar la protección ocular adecuada.

EI equipo accesorio, como los alimentadores de alambre, controles de voltaje del arco y osciladores deben estar debidamente puestos a tierra. Si no es así, la ruptura del aislamiento podría hacer que estos equipos estén eléctricamente “vivos” respecto a tierra.

Siempre debe haber una ventilación adecuada, sobre todo al soldar metales con alto contenido de cobre, plomo, cinc o berilio.

LISTA DE LECTURAS COMPLEMENTARIAS American Welding Society. Recommended practices for plas-

ma-arc welding, C5.1. Miami, American Welding Society, 1973.

Ashauer, R. C. y Goodman, S. “Automatic plasma arc welding of square butt pipe joints”, en Welding Journal 46(5): 405- 415; mayo de 1967.

Filipski, S. P. “Plasma arc welding”, en Welding Journal 43(11): 937-943; noviembre de 1964.

Garrabrant, E. C. y Zuchowski, R. S. “Plasma arc-hot wire surfacing-A new high deposition process”, en Welding Jour- nal 48(5): 385-395; mayo de 1969.

Gorman, E. F. “New developments and applications in manual plasma arc welding”, en Welding Journal 48(7): 547-556; julio de 1969.

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Holko, K. H. “Plasma arc welding 2-1/4 Cr - 1 Mo Tubing”, en Welding Journal 57(5): 23-31; mayo de 1978.

Keanini, R. G. y Rubinsky, B. “Plasma arc welding under normal and zero gravity”, en Welding Journal 69(6): 41; junio de 1990.

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Langford, G. J. “Plasma arc welding of structural titanium joints”, en Welding Journal 47(2): 102-113; febrero de 1968.

Metcalfe, J. C. y Quigley, M. B. C. “Heat transfer in plasma-arc welding”, en Welding Journal 54(3): 99-103; marzo de 1975.

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Miller, H. R. y Filipski, S. P. “Automated plasma arc welding for aerospace and cryogenic fabrications”, en Welding Jour- nal 45(6): 493-501; junio de 1966.

Nunes, A. C. et al. “Variable polarity plasma arc welding on the space shuttle external tank”, en Welding Journal 27-35; septiembre de 1984.

O’Brien, R. L. “Arc plasmas for joining, cutting, and surfacing”. Bulletin No. 13 1. Nueva York, Welding Research Council, julio de 1968.

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Steffans, H. D. y Kayser, H. “Automatic control for plasma arc welding”, en Welding Journal 51(6): 408-418; junio de 1972.

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SOLDADURA CON GAS OXI- COMBUSTIBLE

Fundamentos del proceso 352

353

360

Características de los gases combustibles

Equipo para soldadura con gas oxicombustible

Aplicaciones de la soldadura con gas oxicombustible 369

Procedimientos de soldadura 373

Soldadura con otros gases combustibles 376

Prácticas seguras 376 ~ ~ ~ ~~~



G. R. Meyer, Presidente Victor Equipment Company

J. D. Compton College of the Canyons

R. D. Green Airco-Mapp

J. F. Leny Harnischfeger Corporation

C. R. McGowan Consultor

MIEMBRO DEL COMITÉ DEL MANUAL DE SOLDADURA: B. R. Somem Consultor



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SOLDADURA CON GAS OXICOM BUSTIBLE FUNDAMENTOS DEL PROCESO LA SOLDADURA CON gas oxicombusible (oxyfuel gas welding, O W ) incluye todas las operaciones que emplean la combustión con oxígeno como medio de calentamiento. El proceso implica fundir el metal base y por lo regular un metal de aporte, empleando una flama generada en la punta de un soplete de soldadura. El gas combustible y el oxígeno se combinan en las proporciones correctas dentro de una cámara de mezclado que puede formar parte de la unidad de punta de soldadura. El metal fundido de los bordes de las placas, y el metal de aporte, si se usa, se mezclan en un charco de soldadura común y se unen al enfriarse.

Una ventaja de este proceso de soldadura es el control que el soldador puede ejercer sobre el aporte de calor y la temperatura, independientemente de la adición de metal de aporte. El tamaño y la forma de la franja de soldadura, y la viscosidad del charco, también se controlan durante el proceso de soldadura. La OFW es ideal para soldaduras de reparación, para soldar láminas y conductos delgados, y tuberías de diámetro pequeño. La soldadura de secciones gruesas, excepto en trabajos de reparación, no resulta económica en comparación con los múltiples procesos de soldadura por arco de que se dispone.

El equipo que se usa para la soldadura con gas oxicombusible es de bajo costo, casi siempre portátil y lo bastante versátil como para emplearse en diversas operaciones relacionadas, como fle- xión y enderezado, precalentamiento, poscalentamiento, recubrimiento, soldadura fuerte y latonado.

Los aditamentos para corte, las boquillas de calentamiento de múltiples flamas y diversos accesorios de aplicación especial acrecientan notablemente la versatilidad global dei equipo de OFW básico. Si se hacen cambios relativamente simples al equipo, es posible realizar operaciones manuales y mecanizadas de corte con oxígeno. Los metales que nonnalmente se sueldan son, entre otros, los aceros al carbono y de baja aleación y la

mayor parte de los metales no ferrosos, pero en general no los metales refractarios ni los reactivos.

Los gases combustibles comerciales tienen una propiedad en común: todos requieren oxígeno para sostener la combustión. Si ha de ser adecuado para operaciones de soldadura, un gas combustible, al arder con oxígeno, debe poseer las siguientes características:

(1) Alta temperatura de flama. (2) Tasa de propagación de la flama elevada. (3) Suficiente contenido calorífico. (4) Mínima reactividad química de la flama con los metales

base y de aporte.

Entre los gases combustibles que se encuentran en el mercado, el acetileno es el que mejor satisface estos requisitos. Otros gases combustibles, como los productos de metilacetileno-propadieno, propileno, propano, gas natural y mezclas de gases patentadas basados en los gases anteriores, ofrecen flamas con temperaturas suficientemente altas, pero tienen tasas de propa- gación de la flama más bajas. Estas flamas son excesivamente oxidantes en las proporciones oxígeno-gas lo bastante altas como para producir tasas de transferencia de calor útiles, de modo que se requieren dispositivos de contención de la flama, como contrabarrenos en las puntas, para lograr una operación estable y una transferencia de calor aceptable, incluso con proporciones altas. Los gases combustibles comerciales sí se usan mucho para corte con oxígeno, y también para soldadura fuerte con soplete, soldadura blanda y otras operaciones en las que las características de la flaina y las tasas de transferencia de calor no tienen la misma importancia que en O W .



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S O L D A D U R A C O N G A S O X I C O M B U S T I B L E 353

CARACTERISTICAS DE LOS GASES COMBUSTIBLES

CARACTERkTICAS GENERALES EN LA TABLA 11.1 se presentan algunas de las características pertinentes de los gases comerciales. Para poder apreciar el significado de la información de esta tabla, es preciso entender algunos de los términos y conceptos que intervienen en la combustión de los gases.

Peso especifico relativo ELPESOESPECIFICO relativo de un gas combustible con respecto al aire indica la forma cómo puede acumularse el gas en caso de que hubiera una fuga. Por ejemplo, los gases con peso espe- cífico relativo menor que uno tienden a elevarse, y pueden acumularse en las esquinas de las habitaciones, desvanes y techos falsos. Los gases con peso específico relativo mayor que uno tienden a acumularse en las áreas bajas, sin mucho movimiento del aire.

Razón volumen-peso UNA CANTIDAD ESPECÍFICA de un gas a temperatura y presión estándar se puede describir por su volumen o por su peso. Los valores que se muestran en la tabla 1 1.1 dan el volumen por unidad de peso a 15.6"C (60°F) y presión atmosférica. Si estas cifras se multiplican por el peso conocido se obtendrá el volumen. Si se conoce el volumen, el producto del recíproco de las figuras mostradas por el volumen dará el peso.

Razón de combustión LA TABLA i i. i INDICA ei volumen de oxigeno que en teoría se requiere para quemar por completo cada uno de los gases combustibles que se muestran. Estas razones oxígeno-combustible (llamadas mezclas estequiorrrétricas) se obtienen de las ecuaciones químicas balanceadas que se dan en la tabla 11.2. Los valores que se indican para la combustión completa resultan útiles en los cálculos. No representan las proporciones oxígeno-combustible que realmente produce un soplete en funcionamiento ya que, como se explicará más adelante, en la combustión completa interviene también el oxígeno del aire circundante.

Calor de combustión EL CALOR DE combustión total (valor calorífico) de un gas combustible de hidrocarburos es la suma del calor generado en las reacciones primarias y secundarias que tienen lugar en toda la flama. Esto se indica en la tabla 11.1. La combustión del hidrógeno ocurre en una sola reacción.

Tipicamente, el contenido calorifico de la reacción primaria se genera en una flama interior, o primaria. Este es el sitio donde

la combustión se realiza con el oxígeno suministrado por el soplete. La reacción secundaria ocurre en una envoltura de flama exterior, o secundaria, en la que el oxigeno del aire sustenta la combustión de los productos de la reacción primaria.

Aunque el calor de la flama secundaria es importante en la mayor parte de las aplicaciones, el calor más concentrado de la flama primaria contribuye en gran medida a la capacidad de soldar de un sistema de gas oxicombustible. Se dice que la flama primaria es neutral cuando la ecuación química de la reacción primaria está exactamente balanceada y produce sólo monóxido de carbono e hidrógeno. En estas condiciones, la atmósfera de la flama primaria no es carburizante ni oxidante.

Puesto que la reacción secundaria por fuerza depende de los productos finales de la reacción primaria, el término neutral sirve como punto de referencia conveniente para (1) describir las razones de combustión y (2) comparar las diversas caracte- rísticas térmicas de los distintos gases combustibles.

Temperatura de la flama LATEMPERATURADE la flama de un gas combustible varía según la razón oxigeno-combustible. Aunque dicha temperatura es una indicación de la capacidad de calentamiento del gas combustible, sólo es una de las muchas propiedades físicas que debemos considerar al hacer una evaluación global. Las temperaturas de flama por lo regular se calculan, ya que en la actualidad no se cuenta con un método sencillo para medir físicamente estos valores.

Las temperaturas de flama que se dan en la tabla 11.1 se refieren a la llamada flama neutral, esto es, la flama primaria cuyo carácter no es carburizante ni oxidante. Es posible alcanzar temperaturas de flama más altas que las citadas, pero en todos los casos la flama será oxidante, condición que resulta indeseable para la soldadura de muchos metales.

Velocidad de combustión UNA PROPIEDAD CARACTERÍSTICA de un gas combustible es su velocidad de combustión (tasa de propagación de la flama): un factor importante en lo que respecta al calor producido por la flama de gas oxicoinbustible. Se trata de la velocidad con que un frente de flama viaja a través del gas no quemado adyacente, e influye en el tamaño y la temperatura de la flama primaria. La velocidad de combustión también afecta la velocidad con que los gases pueden fluir a través de la punta del soplete sin causar separación o retroceso de la flama. Hay separación de la flama cuando la combustión ocurre a cierta distancia de la punta del soplete, en lugar de hacerlo justo en la punta. El retroceso de flama es la retracción momentánea de la flama al interior de la punta de soldadura, seguida por la reaparición o extinción completa de la flaina.



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354 S O L D A D U R A C O N G A S O X I C O M B U S T I B L E

p l m - a.- o m - m.- m m m w



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S O L D A D U R A CON G A S O X I C O M B U C T I B L E 355

O

Tabla i 1.2 Ecuaciones químicas para la combustión completa

de los gases combustibles comunes

1 I l I I I 1 1 I

Gas combustible Reacción con oxigeno

Acetileno Metilacetileno-

C2H2 i- 2.502 +X02 i- H20 C3H4 i- 402 + 3CO2 i- 2H20

propadieno (MPS) Prop i I en o Propano Gas natural (metano) Hidrogeno

C3Hs i- 4.502 -* 3C02 i- 3H2O C3HB i- 50, -+ 3CO2 + 4H2O CH4 i- 202 + CO2 i- 2H20 H2 -i 0.502 -+ H2O

Como se aprecia en la figura 1 1.1, la velocidad de combustión de un gas combustible varía de forma característica según las proporciones de oxígeno y combustible en la mezcla.

Intensidad de combustión LA TEMPERATURA DE la flama y el valor calorífico de 10s combustibles se han usado casi en forma exclusiva como criterios para evaluar los gases combustibles. No obstante, estos dos factores por sí solos no proporcionan suficiente información para una valorización completa de los gases combustibles que se usan para calentar. Se utiliza un concepto denominado intensidad de combustión o “producción específica de flama” para evaluar las diferentes combinaciones oxígeno-gas combustible. La intensidad de combustión tiene en cuenta la velocidad de combustión de la flama, el valor calorífico de la mezcla de oxí- geno y gas, y el área del cono de flama que sale de la punta.

La intensidad de combustión se puede expresar como sigue:

c;= C” x c, (11.1)

donde: C, = intensidad de combustión en J/iii2 . s (Btrr/pies2 . s) C, = velocidad de combustión normal de la flaina en in/s

C,, = valor calorífico de la mezcla de gases considerada en Jlni’ (Btulpies’)

(piesls)

Por tanto, la intensidad de combustión (C,) es máxima cuando el producto de la velocidad de combustión normal de la flama (C,) y el valor calorífico de la mezcla de gases (C,) es máximo.

AI igual que el calor de combustión, la intensidad de com- bustión de un gas se puede expresar como la suma de las intensidades de combustión de las reacciones primaria y secundaria. Sin embargo, la intensidad de combustión de la flama primaria, situada cerca de la punta del soplete donde puede concentrarse sobre la pieza de trabajo, es de importancia primordial para soldar. La intensidad de combustión secundaria influye en el gradiente térmico en las inmediaciones de la soldadura.

Las figuras 11.2 y 11.3 muestran la elevación y caida típicas de las intensidades de combustión primaria y secundaria de

diversos combustibles al variar las proporciones de oxígeno y gas combustible. La figura 11.4 muestra las intensidades de combustión totales para los mismos gases. Estas curvas indican que, de los gases graficados, el acetileno tiene las intensidades de combustión más altas.

ACETILENO EL ACETILENO ES el gas combustible preferido para soldar en virtud de su elevada intensidad de combustión. Aunque los demás gases combustibles casi nunca, o nunca, se usan para soldar, sus características se describirán más adelante.

RAZÓN OXíGENO-COMBUSTIBLE

1 0 5 3 2 1 .75 .50 .25 1 I ’ [ ’ I I 1 - 1 I

HIDRÓGENO 3< / \ 1 x = MEZCLA ESTEQUIOMÉTRICA O = MEZCLA NEUTRAL

v1 v1 . % 25

5 \ i’ 1 1

ACETILENO

FigÜra 11 .i-Velocidad de combustión normal (tasa de propagación de la flama) de diversas mezclas



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356 S O L D A D U R A C O N G A S O X I C O M B U C T I B L E


15 O00 L - , 10 5 2 1 0.75 0.50 0.25

t x = MEZCLA ESTEQUIOMETRICA 1 O = MEZCLA NEUTRAL

ACETILENO

(GAS NATURAL)

PROPANO HIDRÓGENO

o t I I I I I I I I I 1

150

1 O0 ?

N

E \

2 50

n - O 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

COMBUSTIBLE EN LA MEZCLA, % EN VOLUMEN

Fiaura 11.2-Intensidad de combustión primaria de diversas mezclas oxineno-nas combustible


Figura i 1 .%Intensidad de combustión secundaria de diversas mezclas oxigeno-gas combustible



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RAZÓN OXíGENO-COMBUSTIBLE 1 0 5 3 2 1 0.75 0.5 0.25

0 a t

:a a o 8 0 10000 + o z_i .o w i=n 25 m u 2-a

o g

E Z

z l a 1

O = MEZCLA NEUTRAL

1 O0

I - U

o w 00

na a m o n z a

z a I - W

I I I I I I l I I 5 0 0 0 r

(GAS NATURAL) \,xp HIDRÓGENO 4 N" E \

3 50

5000

PROPANO

O O 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

COMBUSTIBLE EN LA MEZCLA, % EN VOLUMEN

~~~~~~~~~ ~~

Figura 11 .&Intensidad de combustión total de diversas mezclas oxigeno-gas combustible

El acetileno es un hidrocarburo, C,H,, que contiene el mayor porcentaje en peso de carbono de todos los demás gases combustibles de hidrocarburos. Incoloro y más ligero que el aire, tiene un olor distintivo que recuerda al ajo. EI acetileno contenido en cilindros está disuelto en acetona y por tanto tiene un olor un tanto diferente al acetileno puro.

A temperaturas por encima de 780°C (1435'F) o a presiones mayores que 30 psig (207 Wa), el acetileno gaseoso es inestable y puede descomponerse incluso en ausencia de oxígeno. Esta caracteristica ha sido considerada en la preparación de un código de prácticas seguras para la generación, distribución y uso de acetileno gaseoso. La práctica segura aceptada es nunca utilizar acetileno a presiones por encima de 15 psig (103 @a) en generadores, tuberías o mangueras.

LA FLAMA DE OXIACETILENO EN TEORIA, LA combustión completa del acetileno se representa con la ecuación química

C,H, + 2.50, -+ 2C0, + H,O (11.2)

Esta ecuación indica que un volumen de acetileno (C,H,) y 2.5 volúmenes de oxígeno (0,) reaccionan para producir dos volúmenes de dióxido de carbono (CO,) y un volumen de vapor de agua (H,O). La razón volumétrica de oxígeno a acetileno es de2.5 a 1.

Como señalamos antes, la reacción de la ecuación 11.2 no produce directamente los productos finales que se muestran aquí, sino que se lleva a cabo en dos etapas. La reacción primaria se realiza en la zona interior de la flama (llamada cono inferior) y se representa con la ecuación quimica

C,H, + O, -+ 2CO + H2 (11.3)

Aquí, un volumen de acetileno y un volumen de oxígeno reaccionan para formar dos volúmenes de monóxido de carbono y un volumen de hidrógeno. EI contenido de calor y la elevada temperatura (Tabla 1 1. i) de esta reacción se deben a la descom- posición del acetileno y a la oxidación parcial del carbono que resulta de dicha descomposición.

Cuando los gases que salen por la punta del soplete están en la proporción uno a uno indicada en la ecuación 11.3, la reacción produce el cono interno azul brillante típico. Esta flama, relativamente, pequeña, crea la intensidad de combustión necesaria para soldar acero. La flama se denomina neutral porque no hay exceso de carbono ni de oxígeno para carburizar o para oxidar el metal. Los productos finales están realmente en condiciones reductoras, lo que resulta ventajoso al soldar acero.

En la envoltura exterior de la flama, el monóxido de carbono y el hidrógeno producidos por la reacción primaria arden con oxígeno del aire circunáante. Esto produce dióxido de carbono - y vapor de agua, respectivamente, como se muestra en la reac- ción secundaria siguiente:

- y vapor de agua, respectivamente, como se muestra en la reac- ción secundaria siguiente:



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2CO + H2 + 1 SO2 -+ 2C0, + H,O (11.4)

Aunque el calor de combustión de esta flama exterior es

temperatura son menores porque el área de sección transversal es mayor. Los productos finales se generan en la flama exterior porque no pueden existir a la temperatura tan elevada del cono interior.

La flama de oxiacetileno se controla con facilidad mediante las válvulas del soplete de soldadura. Un cambio pequeño en las proporciones de oxígeno y acetileno que fluyen por el soplete permite variar dentro de un intervalo amplio las características quimicas de la zona interna de la flama y la acción resultante del cono interior sobre el metal fundido. Así, es posible producir una flama neutral, oxidante o carburizante con sólo ajustar las vál- vulas del soplete.

mayor que el de la interior, su intensidad de combustión y su DE CARBURO DE CALCIO

DE ACETILENO $::$pTORA AUTOMATICA QUE SE CIERRA

LA PRESION ESTABLECIDA EN LA CAMARA

CUANbO SE EXCEDE

GENERADORA

PRODUCCIÓN

/ EL ACETILENO SE produce por la reacción química del carburo de calcio (CaC,) con agua. En esta reacción, el carbono del carburo de calcio se combina con hidrógeno del agua para formar acetileno gaseoso. Al mismo tiempo, el calcio se combi-

EL AGUA ABSORBE ELCALOR LIBERADO EN LA REACCION

na con oxígeno e hidrógeno para €ormar un residuo de hidróxido de calcio. La ecuación química es

\ HIDRATO DE CALCIO (LODOS DE CARBURO)

Cae, + 2H20 -+ C2H2 + Ca (OH), (i 1.5) Figura i 1.5-Generador de acetileno en el que se atíade carburo de calcio a aaua

El carburo que se emplea en este proceso se obtiene por fusión de cal y coque en un homo eléctrico. El carburo se saca del homo y se enfría, y luego se tritura, se pasa por mallas y se empaca en recipientes herméticos. El tipo más común contiene 45 kg (100 lb) del sólido grisáceo duro. Con 1 kg (2.2 lb) de carburo de calcio es posible generar 0.28 m3 (10 pies3) de acetileno.

El acetileno también se produce con frecuencia en las plantas petroquímicas y puede usarse para muy diversos procesos ade- más de la soldadura y el corte con gas oxicombustible.

GENERADORES DE ACETILENO Los DOS MÉTODOS principales que actualmente se usan para generar acetileno son los de carburo a agua y de agua a carburo. En Estados Unidos, el método de carburo a agua se usa casi sin excepción. La construcción del generador que se emplea con este método permite descargar partículas de carburo de una tolva a un volumen relativamente grande de agua. Este tipo de generador se muestra en forma esquemática en la figura 11.5. Los detalles de su construcción varían en los distintos fabricantes. Todos los generadores de carburo a agua se pueden clasificar como de baja presión o de presiónmediana. Los primeros trabajan a 1 psig o menos, en tanto que los segundos producen acetileno a presiones entre 1 y 15 psig.

El generador de acetileno del tipo de agua a carburo raras veces se usa en Estados Unidos, pero es popular en Europa. Básicamente, el principio en que se basa es el mismo que el tipo

de carburo a agua, pero el método es distinto. Se permite que agua de un tanque gotee sobre un lecho de carburo, y el gas generado sale del generador por una tubería. El carburo habitual- mente está en forma de tabiques o panes, a fin de limitar el área superficial que se expone al agua.

La generación de acetileno produce una cantidad considerable de calor, el cual debe disiparse en vista de la inestabilidad del acetileno a temperaturas elevadas. El volumen relativamente grande de agua que se emplea en el generador de carburo a agua hace que este tipo de equipo sea muy eficiente en lo que a disipar el calor se refiere. En cambio, el tipo de agua a carburo utiliza la cantidad mínima de agua, y disipa el calor con mucha lentitud.

Existen generadores de acetileno tanto estacionarios como portátiles, con una gama muy amplia de tamaños y tasas de producción de gas. La capacidad de generación de estas unidades varía entre 0.34 m3/h (12 pies3/h) para las unidades portátiles pequeñas y unos 170 m3/h (6000 pies3/h) para las unidades estacionarias grandes de instalaciones industriales. La mayor parte de los generadores modernos opera automáticamente una vez que se ha establecido la presión de operación inicial.

CILINDROS DE ACETILENO COMO EL ACETILENO en estado libre, en ciertas condiciones de presión y temperatura, puede disociarse en forma explosiva para dar hidrógeno y carbono, los cilindros que se van a llenar con



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acetileno se empacan inicialmente con un relleno poroso. Luego se añade acetona, un disolvente capaz de absorber 25 veces su volumen de acetileno por cada atmósfera de presión. Con la disolución del acetileno y la división del cilindro en celdas pequeñas, parcialmente separadas, dentro del relleno poroso, se produce un recipiente lleno de acetileno seguro.

Los cilindros de acetileno se pueden adquirir en tamaños que contienen entre 0.28 y 12 m3 (10 y 420 pies3) del gas. Los cilindros están equipados con tapones de seguridad, fusibles fabricados con un metal que se funde a unos 100°C (212°F). Esto permite al gas escapar si el cilindro se somete a un calentamiento excesivo. De esta manera se obtiene una combustión relativamente controlada en lugar de que se rompa el cilindro.

GAS NATURAL (METANO) EL GAS NATURAL se obtiene de pozos y se distribuye por tubería. Su composición quimica varía ampliamente, dependiendo del lugar del que se obtuvo. Los consituyentes principales de la mayor parte de los gases naturales son metano (CH,) y etano (C,H,). El requerimiento volumétrico de gas natural es, por regla general, 1.5 veces el del acetileno para generar una cantidad equivalente de calor. La principal aplicación del gas natural dentro de la industria de ia soldadura es como gas combustible para el corte con oxígeno y en operaciones de calentamiento.

HIDRÓGENO TIPOS DE GAS COMBUSTIBLE MPS EXISTENVARIAS MEZCLAS de gases combustibles de preparación comercial que pueden servir para soldar, aunque en general no se utilizan para este propósito; se emplean más bien para corte, soldadura fuerte con soplete y otras operaciones de calentamien- to. Un grupo de gases combustibles mezclados tiene composiciones que se aproximan a la de metilacetileno-propadieno (MPS) y contiene mezclas de propadieno, propano, butano, butadieno y metilacetileno. Una característica de estos gases combustibles mezclados es que la distribución de calor dentro de la flama es más uniforme que en el caso del acetileno, por lo que no es necesario manipular tanto el soplete para controlar el aporte de calor. La temperatura de flama de estos gases es más baja que la del acetileno cuando se usan mezclas oxígeno-gas neutrales. Es posible incrementar la temperatura haciendo a la flama oxidante. Estos gases son populares porque pueden costar menos que el acetileno y los cilindros contienen un mayor volumen de combustible para un tamaño y peso dados.

PROPILENO EL PROPILENO (C3&), un gas combustible de un solo componente, es un producto de las refinerías de petróleo con características de rendimiento similares a las de los gases tipo MPS. Aunque no es adecuado para soldadura normal, se le utiliza para corte con oxigeno, soldadura fuerte, rociado de flama y endurecimiento con flama. El equipo que se utiliza con este gas es similar en cuanto a diseño al que se emplea con los gases tipo MPS.

PROPANO EL PROPANO (C3H,) se usa principalmente para precalentamien- to en el corte con oxigeno y para operaciones de calentamiento. La fuente principal de este gas es las mezclas de petróleo crudo y gas que se obtienen de los pozos de petróleo y gas natural activos, aunque también se produce en ciertos procesos de refinamiento de petróleo y durante el reciclaje del gas natural. El propano se vende y transporta en cilindros de acero que contienen hasta 45 kg (100 lb) del gas licuado. Las entregas a los consumidores de grandes volúmenes se hacen mediante carro tanque y suministro a granel. Existen sopletes de propano pe- queños y autónomos para usarse en talleres caseros así como para operaciones de calentamiento incidentales.

EL CONTENIDO CALORIFICO relativamente bajo de la flama de oxi-hidrógeno limita el uso de este gas a ciertas operaciones de soldadura fuerte con soplete y a la soldadura de aluminio, magnesio, plomo y metales similares. Sin embargo, otros procesos de soldadura están suplantando casi por completo todas las formas de soldadura con gas oxicombustible para muchos de estos materiales.

El hidrógeno puede adquirirse en cilindros de acero estirados, sin costura, cargados hasta una presión de cerca de 2000 psig (14 MPa) a una temperatura de 21°C (70°F). También puede obtenerse en forma líquida, ya sea en cilindros individuales o a granel. En el punto de uso, el hidrógeno liquido se vaporiza para obtener el gas.

OXíGENO EL OXIGENO EN estado gaseoso es incoloro, inodoro e insípido. Ocurre con abundancia en la naturaleza, y una fuente importante de este gas es la atmósfera, que contiene alrededor del 21 Sd por volumen de oxigeno. Aunque hay suficiente oxígeno en el aire para sustentar la combustión del gas combustible, el empleo de oxígeno puro acelera las reacciones de combustión y eleva la temperatura de las flamas.

La mayor parte del oxigeno que se utiliza en la industria de la soldadura se extrae de la atmósfera mediante técnicas de licue- facción. En el proceso de extracción, el aire puede comprimirse a cerca de 3000 psig (20 MPa), aunque algunos equipos operan a presiones mucho más bajas. Primero se elimina el dióxido de carbono y cualesquier impurezas que contenga el aire, y luego se pasa éste por tubos espirales donde se le permite expandirse a una presión relativamente baja. El aire se enfría bastante durante la expansión, y se le hace pasar sobre los tubos espirales a fin de enfriar aún más el aire que entra, hasta que se produce la licuefacción. El aire líquido se rocía sobre una serie de bandejas o platos de evaporación en una torre de rectificación. El nitrógeno y otros gases hierven a temperaturas más bajas que el oxígeno y, conforme estos gases escapan por la parte superior de la torre, el oxigeno de alta pureza se acumula en una cámara receptora en la base. Algunas plantas están diseñadas para producir oxígeno líquido a granel; en otras, el oxígeno gaseoso se extrae para comprimirlo dentro de cilindros.



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EQUIPO PARA SOLDADURA CON GAS OXICOMBUSTIBLE

EQUIPO DE SOLDADURA BÁSICO EL EQUIPO BASICO mínimo para soldar con gas oxicombustible se muestra de manera esquemática en la figura 11.6. La confi- guración del equipo es totalmente autónoma y relativamente económica; consiste en cilindros de gas combustible y oxígeno, cada uno con un regulador de gas para reducir la presión del cilindro, mangueras para llevar los gases al soplete, y una combinación de soplete y punta para ajustar la mezcla de los gases y producir la flama deseada.

Cada uno de estos componentes desempeña un papel esencial en el control y aplicación del calor necesario para soldar. EI mismo equipo básico se usa para soldadura fuerte con soplete y en muchas aplicaciones de calentamiento. Basta con sustituir la combinación apropiada de soplete y punta para convertir fácil- mente el equipo a corte con oxígeno manual o controlado por carro. Puesto que el operador controla la forma como se usa este equipo, debe estar perfectamente familiarizado con las capacidades y limitaciones del equipo y con las regias para una opera- ción segura.

Es posible obtener diversos tipos de equipo para casi cualquier operación de soldadura. Algunos de ellos están diseñados para uso general, y otros se producen para operaciones específi- cas. Se debe seleccionar el equipo más apropiado para cada operación en particular.

SOPLETES PARA SOLDAR UN SOPLETE PARA soldar típico consiste en un mango, un mezclador y una punta; incluye un mecanismo para controlar de manera independiente el flujo de cada uno de los gases, un sistema para montar diversas puntas de soldadura u otros adita-

mentos, y un mango cómodo que permite controlar los movimientos y la dirección de la flama. La figura 1 1.7 es un esquema simplificado de los elementos básicos de un soplete para soldar.

Los gases pasan por las válvulas de control, a través de conductos separados en el mango, hasta la cabeza del soplete. A continuación llegan a una unidad mezcladora donde se juntan el gas combustible y el oxígeno, y por último salen por un orificio en el extremo de la punta. La punta se muestra como un tubo sencillo, angostado al frente a fin de producir un cono de soldadura apropiado. La cabeza del soplete cuenta con anillos o superficies selladores que facilitan un ensamblado hermético.

Tipos de mangos de soplete LOS MANGOS DE los sopletes para soldar se fabrican en diversos tamaños y estilos, desde los pequeños para trabajo muy ligero (con bajo flujo de gas) hasta los mangos extrapesados (de alto flujo de gas) que se emplean generalmente para operaciones de calentamiento localizado.

Un soplete pequeño típico que sirve para soldar láminas metálicas gasta acetileno con tasas de flujo volumétrico de entre 0.007 y 1.0 m’/h (0.25 a 35 pies3/h). Los sopletes de tamaño mediano se diseñan para manejar flujos de acetileno de 0.028 a 2.8 m3/h ( I a 100 pies3/h). Los sopletes de calentamiento para trabajo pesado pueden manejar flujos de acetileno de hasta 1 I m3/h (400 pies3/h). Los gases combustibles distintos del acetileno se pueden usar con sopletes todavía más grandes en los que la tasa de flujo de gas puede llegar a los 17 m3/h (600 pies3/h).

Los mangos de los sopletes se pueden usar con diversos diseíios de mezcladores y puntas, así como boquillas de propó- sito especial, aditamentos de corte y boquillas de calentamiento (véase la figura 11.8).

ìULADORES DE PRESIÓN

MANGUERAS

PUNTA PARA SOLDAR

> CILINDRO DE GAS COMBUSTIBLE

Figura 11.6-Equipo básico para soldadura con gas oxicombustible



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GAS cc

/ :MBUSTIBLE I VÁLJUIAS DE CONTROL MEZCLADOR

I

r __--_---- _---- I /

OXiGENO \

MANGO DEL SOPLETE

Figura 11.7-Elementos básicos de un soplete para soldadura con gas oxicombustible

(A) BOQUILLA PARA SOLDAR

(e) ADITAMENTO PARA CORTE

(C) BOQUILLA PARA CALENTAMIENTO

~~~ ~ ~ ~~~~~~~~~~~

Figura 11.8-Mango de soplete típico que se usa con boquillas de soldadura, aditamentos para corte y

boquillas de calentamiento

Tipos de mezcladores Dos TIPOS GENERALES de mezcladores de oxigeno y gas combustible son el de presión positiva (también llamado de presión igual o media) y el de inyector o de bajapresión.

El mezclador de presión positiva requiere que los gases se alimenten al soplete a presiones por encima de 2 psig (14 Wa). En el caso del acetileno, la presión deberá estar entre 2 y 15 psig (14 y 103 Wa). En general, el oxígeno se alimenta a la misma presión, aunque no hay un limite restrictivo en este caso. Puede llegar, y en ocasiones lo hace, hasta los 25 psig (172 H a ) cuando se usan puntas grandes.

El propósito del mezclador del tipo de inyector es incrementar la utilización efectiva de los gases combustibles alimentados a presiones de 2 psig (14 Wa) o menos. En este soplete, el oxigeno se alimenta a presiones entre 10 y 40 psig (70 y 275 Wa), en correspondencia con el tamaño de la punta. La velocidad relativamente alta del flujo de oxigeno sirve para aspirar o “chupar” más gas combustible del que normalmente fluiría a las presiones de alimentación bajas.

Se fabrican mezcladores de gases en diversos tamaños y estilos, según el diseño del fabricante. La función principal de estas unidades es mezclar el gas combustible y el oxígeno perfectamente a fin de asegurar una combustión estable. Gracias a su construcción, los mezcladores también sirven como disipadores de calor para evitar que la flama retroceda hacia el mezclador o el soplete.

El retroencendido es la recesión de la flama hasta la cámara de mezcla del soplete, o incluso más atrás. En algunos casos, el retroencendido viaja por las mangueras hasta el regulador de gas, causando un incendio en el cilindro.

En la figura 11.9 (A) se muestra un mezclador tipico para un soplete de presión positiva. El oxígeno entra por el ducto central y el acetileno lo hace por varios ductos angulados para realizar el mezclado. La turbulencia de mezclado se reduce a un flujo laminar cuando el gas atraviesa la punta.

Los mezcladores de gases diseñados para sopletes tipo inyector utilizan el principio del tubo vénturi para incrementar el flujo del gas combustible. En este caso [figura 11.9 (B)], el oxigeno a alta presión pasa por el pequeño ducto central y crea un chorro



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de alta velocidad, el cual atraviesa las aberturas de los ductos de gas combustible angulados en el punto en que el tubo vénturi está restringido. Esta acción produce una caída de presión en las aberturas de gas combustible y hace que el flujo a baja presión aumente conforme los gases de mezcla pasan a la porción ensanchada del vénturi.

Cuidado de los sopletes LOS MANGOS, MEZCLADORES y puntas de los sopletes para soldar están diseñados para soportar las rudas condiciones de operación a las que se exponen. Para que este equipo pueda utilizarse de manera segura y eficiente, es preciso darle el mantenimiento debido para que esté en buenas condiciones en todo momento. El equipo sólo deberá usarse con el gas combustible apropiado y con el fin para el cual fue diseñado.

Es importante seguir al pie de la letra las instrucciones de operación y las recomendaciones del fabricante para un uso seguro.

Si los sopletes requieren reparación, ésta sólo deberá reali- zarla un técnico calificado.

Puntas para soldar LAPUNTAPARA soldar es la porción del soplete por la que pasan los gases justo antes de encenderse y arder. La punta permite al soldador guiar la flama y dirigirla hacia el trabajo con un máximo de comodidad y eficiencia.

En general, las puntas se fabrican de un metal no ferroso, como una aleación de cobre, que tenga una conductividad tér- mica elevada, a fin de reducir el riesgo de sobrecalentamiento. Por lo regular, las puntzs se fabrican taladrando barras hasta

CABEZA

CORTE SECCIONAL DE LA CÁMARA DE MEZCLADO

IO ENTRA POR O. EL GAS COMBUSTIBLE ENTRA R VARIAS ABERTURAS O ALREDEDOR DE LA ABERTURA

.OS GASES SE MEZCLAN ALTIEMPO QUE

(A) TIPO DE PRESIÓN POSITIVA

0 VENTURI O Y CHUPA EL

CABEZA DEL-SOPLETE (B) TIPO INYECTOR

Figura 11.9-Detalles de diseño típicos de los mezcladores de gases para sopletes de soldadura de presión positiva y de inyector



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obtener el tamaño de orificio deseado o forjando un tubo hasta el diámetro apropiado sobre un mandril. En ambos casos, el barreno debe ser liso para que se pueda obtener el cono de flama necesario. Además, el extremo de la punta debe tener una forma tal que sea fácil de usar y permita ver claramente la operación de soldadura en curso.

Las puntas para soldar se pueden adquirir en una amplia variedad de tamaños, formas y construcciones. Se utilizan dos métodos para combinar puntas y mezcladores: se puede usar una punta especial para cada tamaño de mezclador, o uno o más mezcladores pueden cubrir toda la gama de tamaños de puntas. Con el segundo método, la punta se conecta al mezclador mediante una unión roscada, y cada tamaño de mezclador tiene un tamaño de rosca específico con objeto de evitar una combinación incorrecta de punta y mezclador.

En algunas clases de soldadura se emplea un solo mezclador provisto de un “cuello de ganso” al que pueden conectarse los diversos tamaños de puntas.

Puesto que las puntas generalmente se fabrican con una alea- ción de cobre blanda, es preciso ejercer mucho cuidado para no dañarlas. Se recomienda tomar las siguientes precauciones:

(1) Las puntas sólo deben limpiarse empleando limpiadores de puntas especialmente diseñados para este propósito.

(2) Las puntas nunca deben usarse para mover o sostener el trabajo.

(3) Las roscas de las puntas y mezcladores, y todas las superficies que sellen, deben mantenerse limpias y en buenas condiciones. Un sello deficiente puede causar fugas, y el resultado puede ser un retroceso de flama o un retroencendido.

Al realizar una operación de soldadura, hay que cuidar de obtener el ajuste de flama correcto con los tamaños debidos de soplete, mezclador y punta. Los métodos recomendados para obtener las caractensticas de flama deseadas se presentan en otra sección del presente capítulo.

Cuando se selecciona una serie de puntas de soldadura para los diversos espesores rie metal, el intervalo de espesores que abarque una punta deberá traslaparse un poco con el que abarque la siguiente punta. Dado que no existe una norma única para las designaciones de tamaño de las puntas, es preciso seguir las recomendaciones del fabricante.

Tasa de flujo volumétrico. El factor más importante para determinar la idoneidad de una punta de soplete es la acción de la flama sobre el metal. Si es demasiado violenta, puede expulsar el metal fundido del charco. En tales condiciones, se deberán reducir las tasas de flujo voluinétrico del oxigeno y del acetileno hasta un nivel en el que sea posible soldar el metal. Esta condi- ción representa la tasa de flujo volumétrico máxima con que un tamaño de punta dado puede trabajar. Por regla general, cuanto más alta sea la tasa de flujo volumétrico que pueda alcanzarse con un tamaño de punta especifico, mayor será el calor producido.

También es posible que una flama sea demasiado “suave” para soldar con facilidad. Si éste es el caso, será necesario incrementar las tasas de flujo volumétrico.

Se fabrican puntas con extremo de capuchón o con forma de copa para gases cuya velocidad de combustión es baja, como el propano. Por lo regular, estas puntas se usan para calentamiento, soldadura fuerte y soldadura blanda.

Conos de flama. El propósito de la flama de soldadura es elevar la temperatura del metal hasta su punto de fusión. La mejor manera de lograr esto es con una flama (o cono) que permita dirigir el calor con facilidad. Por tanto, las caracteristicas del cono son importantes. Es crucial obtener un flujo de gas laminar o aerodinámico a todo lo largo de la punta, sobre todo en el paso por la porción frontal.

Un cono de flama de alta velocidad ofrece una ilustración impresionante del gradiente de velocidad que se extiende a través de un orificio circular cuando el flujo de gas es laminar (véase la figura 11.10). Como la velocidad más alta ocurre en el centro del flujo, la flama es más larga en la porción central. De manera similar, como la velocidad del flujo de gas es más baja en las paredes de la punta (barreno), donde la fricción de flujo es máxima, la porción de la flama adyacente a la pared es la más corta. Si analizamos los principios que rigen la formación de un cono de flama, podremos entender las condiciones de flujo que existen a lo largo de la porción final del conducto de gas en una punta. La forma del cono de flama dependerá de varios factores, como la tersura del barreno, la razón entre el diámetro de entrada y el de salida, y el ángulo de flexión del cuello.

En términos generales, el cono producido por una punta pequeña varia entre una forma aguda y semiaguda. Los conos de puntas de tamaño mediano variarán entre una forma semiaguda y mediana, y los conos de una punta grande variarán entre una forma semichata y chata (véase la figura 11.1 i).

Mangueras LAS MANGUERAS QUE se emplean en la soldadura con gas oxicombustible y operaciones relacionadas se fabrican especialmente para satisfacer los requisitos de utilidad y seguridad de este servicio. Las mangueras deben ser flexibles para que el soplete pueda moverse y manipularse con facilidad durante la soldadura, y también deben ser capaces de soportar presiones de línea elevadas a temperaturas moderadas.

Toda manguera deberá tener una válvula de retención en el regulador y otra en el soplete. El propósito de las válvulas de re- tención es evitar retroencendidos dentro de la manguera y del regulador.

A fin de facilitar su identificación, todas las mangueras para gas combustible son de color rojo. Como precaución adicional, las tuercas de eslabón giratorio que se usan para conectar la manguera se identifican mediante un surco en la parte exterior de la tuerca. Además, las tuercas tienen rosca izquierda que coincide con la salida del regulador de gas combustible y el aditamento de entrada para el gas en el soplete.

Las mangueras para oxigeno son de color verde, y las conexiones tienen una tuerca lisa con rosca derecha que coincide con la salida del regulador de oxigeno y el aditamento de entrada para el oxigeno en el soplete.

La forma estándar de especificar las mangueras es indicando su diámetro interno y su aplicación. Los diámetros internos nominales de uso más común son 3.2,4.8,6.4,7.9,9.5 y 12.7 mm (1/8, 3/16, 1/4, 15/16, 3/8 y 1/2 pulg), aunque existen tamaños mayores. Las mangueras y conexiones para soldar de tipo industrial estándar tienen una presión de trabajo máxima de 200 psig.

Siempre que sea posible, las mangueras deberán estar sustentadas en una posición elevada a fin de evitar daños por objetos



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\ VELOCIDAD / DE GAS MÁXIMA, / \

PARA SOLDA

DE GAS MINIMA

~ ~~

Figura 11.10-Representación vectorial de la velocidad de flujo laminar en una punta para soldar y en la

formación de un cono de flama uniforme

que pudieran caer al suelo, ruedas de vehículos o metal caliente. Las mangueras dañadas deberán reemplazarse o repararse con las conexiones apropiadas diseñadas para este propósito.

Los tramos de manguera de más de 8 m (25 pies) de largo y de diámetro pequeño pueden restringir el flujo de gas al soplete. En algunos casos, es posible vencer esta restricción incrementando la presión en el regulador, pero lo que se recomienda en general es usar una manguera de mayor diámetro y lo más corta que resulte práctico.

Reguladores UNREGULADOR PUEDE describirse como un dispositivo mecáni- co que mantiene el suministro de un gas a una presión reducida más o menos constante sin importar que cambie la presión en la fuente. Los reguladores que se usan en soldadura con gas oxicombustible y en aplicaciones relacionadas son reductores de presión ajustables, diseñados para funcionar automáticamente después de un ajuste inicial. Fuera de diferencias menores, todos estos reguladores trabajan con base en el mismo principio fun-

AGUDA

SEMIAGUDA

MEDIANA

SEMICHATA

CHATA

Figura 11.1 1-Formas de cono de flama representativas producidas por puntas para soldar

damental. Se dividen en diferentes categorías de aplicación según sus capacidades de diseño para manejar gases específicos, diferentes intervalos de presión y diferentes tasas de flujo volu- métrico.

En general, los reguladores se clasifican como de una etapa o de dos etapas, dependiendo de si la presión se reduce en un solo paso o en dos.

La presión de salida de los reguladores de una sola etapa presenta una caracteristica denominada elevación o deriva. Se trata de una ligera elevación o caída en la presión de salida que tiene lugar conforme se agota el cilindro de gas. En general, esta característica sólo resulta perjudicial cuando se extrae una cantidad considerable del gas de un cilindro de alta presión en una misma utilización. En los demás casos, un reajuste periódico de la presión del regulador deberá corregir cualesquier efectos perjudiciales.

Los reguladores de dos etapas son en esencia dos reguladores de una etapa que trabajan en serie dentro de un mismo cuerpo. Estos reguladores suministran una presión de salida constante sin importar que se reduzca la presión del cilindro.

Principio de funcionamiento. Los componentes de un regulador reductor de presión se muestran de manera esquemática en la figura 1 1.12. Los elementos de operación principales son los siguientes:

(1) Un tornillo de ajuste que controla la fuerza de un resorte

(2) Un resorte de bonete que transmite esta fuerza a un

(3) Un diafragma que hace contacto con un tallo en un

(4) Una válvula que consiste en una esprea y el asiento móvil. (5) Un resorte pequeño colocado bajo el asiento móvil.

de bonete.

diafragma.

asiento de válvula móvil.



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La fuerza del resorte de bonete tiende a mantener el asiento abierto mientras que las fuerzas que actúan sobre el diafragma por abajo tienden a cerrar el asiento. Cuando se extrae gas por la salida, la presión bajo el diafragma se reduce, con lo que el asiento se abre todavía más para admitir más gas hasta que las fuerzas a ambos lados del diafragma se igualan.

Un conjunto dado de condiciones, como una presión de entrada constante, un flujo volumétrico constante y una presión de salida constante, producen una condición equilibrada tal que la esprea y su miembro de asiento correspondiente mantienen una relación fija. Como ya se señaló, la presión de entrada del cilindro decae conforme se gasta el gas, de modo que hay una deriva gradual en la presión de salida del regulador. Los factores que afectan la magnitud de dicha deriva dependen del tipo de regulador de una etapa.

Tipos de una etapa. Hay dos tipos básicos de reguladores reductores de presión:

(1) El tipo de tallo que se cierra por la presión de entrada (también conocido como tipo inverso o negativo), ilustrado en la figura 1 1.12A.

(2) El tipo de esprea, que se abre por la presión de entrada (también conocido como tipo de acción directa o positivo), ilustrado en la figura 11.12B.

En el regulador del tipo de tallo, la presión de entrada tiende a empujar el miembro de asiento hacia la esprea (cierre por presión). La presión de salida de este tipo de regulador tiende a

TORNILLO DE AJUSTE

BONETE A

RESORTE

TORN I LLO

1/1 DE AJUSTE

TALLO

SALIDA

RESORTE

~~

Figura 11.12A-Corte seccional que muestra los componentes principales de un regulador típico de una

sola etapa del tipo de tallo

Figura 11.12B-Corte seccional que muestra los componentes principales de un regulador típico de una

sola etapa del tipo de esprea

aumentar un poco cuando se reduce la presión de entrada. Este aumento se debe a que se reduce la fuerza aplicada contra el área de asiento cuando la presión de entrada decae.

La presión de salida del gas para una posición dada del tomillo de ajuste está regulada por un equilibrio de fuerzas entre el empuje del resorte de bonete y las fuerzas que se oponen a él:

(1) La presión del gas contra la cara inferior del diafragma. (2) La fuerza creada por la presión de entrada contra el

(3) La fuerza del resorte pequeño situado debajo del asiento asiento de la válvula.

de la válvula.

Cuando la presión de entrada disminuye, su fuerza contra el miembro de asiento se reduce, y esto permite a la fuerza del resorte de bonete empujar el miembro de asiento y separarlo de la esprea. Como ahora puede pasar más gas por la esprea, la presión del gas contra el diafragma aumenta y se restablece la condi- ción de equilibrio.

En el regulador del tipo de esprea, la presión de entrada tiende a alejar el miembro de asiento de la esprea (abertura por presión), lo que abre la válvulô. La presión de salida de este tipo de



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TORNILLO

__LDEAJUSTE

Figura 11.12C-Corte seccional que muestra los componentes principales de un regulador típico de dos

etapas

regulador disminuye un poco conforme la presión de entrada decae, porque la fuerza que tiende a separar el miembro de asiento de la esprea se reduce confonne la presión de entrada disminuye. En tal caso se requiere una presión de salida pequeña sobre la cara inferior del diafragma para cerrar el miembro de asiento contra la esprea.

Reguladores de dos etapas. El regulador de dos etapas ofrece una regulación más precisa dentro de un intervalo muy amplio de presión de entrada variable. Un regulador de dos etapas como el que se ilustra en la figura 11.12C, es en realidad dos reguladores de una etapa en serie incorporados en una sola unidad.

La presión de salida de la primera etapa por lo regular está preajustada de modo que suministre una presión especificada a la segunda etapa. De esta manera, es posible obtener una presión prácticamente constante a la salida del regulador a pesar de la reducción en la presión de entrada.

Las combinaciones que se emplean para fabricar un regulador de dos etapas son las siguientes:

(1) Primera etapa tipo esprea y segunda etapa tipo tallo. (2) Primera etapa tipo tallo y segunda etapa tipo esprea. (3) Ambas etapas tipo tallo, como en la figura i i . 12C. (4) Ambas etapas tipo esprea.

Sea cual sea la combinación empleada, el aumento o la disminución en la presión de salida por lo regular son de tan poca monta (y sólo apreciables cuando la presión de suministro es muy baja) que durante las operaciones prácticas de soldadura y corte se hace caso omiso de las variaciones en la presión del gas. Se sugiere emplear reguladores de dos etapas para trabajos de precisión, como el corte continuo a máquina, a fin de mantener una presión de trabajo constante y un flujo volumétrico controlado en el soplete de soldadura o de corte.

Aplicaciones de los reguladores. Se fabrican reguladores con diferentes capacidades en cuanto a presión y flujo volumétrico, dependiendo de la aplicación y de la fuente de suministro. Por tanto, un regulador sólo debe usarse para el propósito que corresponde a su diseño. En la soldadura con gas oxicombustible, los reguladores de cilindro requeridos son muy distintos de los reguladores de estación.

En la configuración de un solo soplete de la figura 11.6, que es la que comúnmente se usa, el oxígeno y el acetileno provienen de cilindros individuales; cada uno de éstos se conecta a un regulador de cilindro, que puede ser del tipo de una o de dos etapas. Cada regulador está equipado con dos manómetros, uno para indicar la presión de entrada o del cilindro, el otro para indicar la presión de salida o de trabajo del soplete. Los reguladores y manómetros para cilindros se construyen de modo que resistan presiones elevadas con un margen de sobrecarga seguro. Los manómetros para la presión de trabajo se construyen y gradúan de acuerdo con la aplicación a la que están destinados.

Las presiones de las tuberías de oxígeno casi nunca rebasan los 200 psig; para el acetileno, la presión no debe exceder los 15 psig. Por tanto, los reguladores de estación se construyen para trabajar a baja presión, aunque pueden tener una capacidad de flujo voliimétrico elevada. Los tipos de una sola etapa equipados sólo con un manómetro para la presión de trabajo satisfacen con suficiencia los requisitos para los reguladores de estación. En virtud de sus limitaciones de capacidad, los reguladores de estación nunca deben usarse con cilindros, pues existe el peligro de un accidente grave.

Los reguladores de cilindro no deben usarse en las salidas de estación porque es posible que no tengan la suficiente capacidad de flujo, dadas las bajas presiones de entrada.

Conexiones a ia entrada y a la salida del regulador. Las conexiones de salida de los cilindros tienen diferentes tamaños y fonnas para evitar que un regulador se vaya a conectar al cilindro equivocado. Por tanto, los reguladores deben fabricarse con diferentes conexiones de entrada que correspondan a los diversos cilindros de gas. La Compressed Gas Association (CGA) ha estandarizado las conexiones no intercambiables de válvula de salida de los cilindros. EI American National Stand- ards Institute publica estas especificaciones como ANSI B57.1, Coizexioiies de valvula de salida y eiitradn para cilindros de gas conipriniido, última edición, la cual deberá consultarse si se requiere información.

Los aditamentos de salida de los reguladores también tienen diferentes tamarios y roscas, dependiendo del gas y de la capacidad del regulador. Los aditamentos de salida para oxígeno tienen rosca derecha; los aditamentos de salida para gas coin- biistible tienen rosca izquierda, con un surco en la tuerca.



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Seguridad de Iss reguladores Accesorios SEDEBERÁN OBSERVAR en todo momento las siguientes precauciones de seguridad a fin de prevenir accidentes durante el uso de reguladores:

(1) El operador deberá estar capacitado para el uso correcto de reguladores o estar bajo supervisión competente. Es importante seguir al pie de la letra los procedimientos de operación recomendados por el fabricante. (2) EI regulador siempre deberá estar limpio y en buen

estado funcional. (3) Los cilindros deben fijarse a una pared, poste o carro de

modo que no puedan volcarse o caer. (4) Se deberá inspeccionar las válvulas de los cilindros para

constatar que la rosca no presente daños, y que no haya suciedad, polvo, aceite o grasa. Elimine el polvo y la suciedad con un trapo limpio. ¡NO CONECTE EL REGULADOR A UN CILINDRO DE GAS SI OBSERVA ACEITE, GRASA O DAÑOS! Informe a su proveedor de gas de esta situación. Sólo técnicos calificados deberán reparar o dar servicio a los reguladores.

(5) Dé un giro mínimo a la válvula de cilindro limpia para abrirla durante un instante, y en seguida ciérrela rápidamente. Con esto se expulsará cualquier materia extraña que pudiera estar dentro del conducto de la válvula. PRECAUCION Si la válvula del cilindro se abre demasiado, es posible que el cilindro se vuelque a causa de la fuerza del gas que escapa. No se pare frente a la salida de la válvula.

(6) Conecte el regulador a la válvula del cilindro y apriktelo firmemente con una llave de torsión.

(7) Antes de abrir la válvula del cilindro, gire el tornillo de ajuste del regulador en el sentido contrario al giro de ias mane- cillas del reloj (dirección antihoraria) hasta liberar la presión del resorte de ajuste.

(8) Párese a un lado del regulador cuando abra ia válvula del cilindro. NUNCA se coloque frente a un regulador o detrás de él. CON CUIDADO y LENTAMENTE abra ia válvula del cilindro hasta que el manómetro de alta presión indique la presión del cilindro. NOTA: Nunca abra la válvula de un cilindro de acetileno más de una (i) vuelta completa. Las válvulas de todos los demás cilindros se deberán abrir por completo para sellar el empaque de la válvula.

(9) Gire el tomillo de ajuste del regulador en dirección horaria hasta obtener la presión de salida deseada para el aparato que se va a usar.

(10) Se deberá hacer una prueba de fugas del sistema einpleando los métodos recomendados por el fabricante del regulador.

(11) Mantenga las válvulas de los cilindros cerradas en todo momento, excepto cuando se están usando los cilindros. Una vez que termine de usar el aparato, cierre las válvulas de los dos cilindros. Para vaciar el sistema, abra la válvula de gas coinbustible del soplete y deje que el gas escape hacia un lugar seguro. En seguida, cierre la válvula de combustible del soplete y gire el tomillo de ajuste de presión dei regulador en dirección antihoraria hasta que dé vueltas libremente. Repita esta operación con el sistema de oxigeno. Es importante no vaciar ambos sistemas al mismo tiempo, ya que puede ocurrir un flujo inverso o mezclado de los gases, lo cual puede ser peligroso.

ADEMAS DEL EQUIPO y matenales descritos en las secciones anteriores, se puede usar una amplia variedad de equipo auxiliar en el proceso de soldadura con gas. Aqui sólo se incluirá una descripción breve de semejantes artículos.

Dos de los artículos de uso más universal son el encendedor de fricción que siempre debe usarse para encender el gas, y las válvulas de retención en ambos extremos de la manguera, para fines de seguridad.

Otros accesorios, como los limpiadores de puntas, carritos de cilindros, abrazaderas y guías y fijaciones de retención también son auxiliares importantes para la soldadura con gas.

Los soldadores deberán usar en todo momento gafas o escudos oculares como protección contra chispas y contra la luz y el calor intensos radiados por la flama y el metal fundido. También es recomendable usar guantes apropiados, delantales de cuero, mangas y polainas. En algunas situaciones puede requerirse de un sistema de ventilación forzada o de complemento de la respi- ración.

ALMACENAMIENTO Y DISTRIBUCIÓN LADISTRIBUCIONDE los gases a la instalación de trabajo depende de la ubicación, el tamaño, los requerimientos de consumo y la aplicación de los diversos procesos de gas oxicombustible. La entrega puede hacerse por cilindros individuales, múltiples por- tátiles o estacionarios, sistetnas de suministro a granel y tuberías.

Los cilindros individuales de oxigeno y acetileno gaseosos proporcionan un abasto adecuado de gas para sopletes de soldadura y corte que consumen cantidades limitadas de gas. Los carritos de cilindros se usan mucho para proveer un soporte cómodo y seguro para un cilindro de oxígeno y otro de acetileno. Esto permite transportar con facilidad los gases.

EI oxigeno puede llevarse al usuario en cilindros individuales como gas comprimido o como líquido. También hay varios métodos de distribución a granel. El oxígeno gaseoso en cilindros por lo regular se mantiene a una presión de aproximadamente 2200 psig (15 170 Wa), y se emplean cilindros con diversas capacidades que contienen alrededor de 2,2.3,3.5,6.9 y 8.5 m3 (70,80, 122,244 y 300 pies3) de oxígeno. Los cilindros de oxigeno liquido contienen el equivalente de unos 85 m3 (3000 pies’) de oxígeno gaseoso. Estos cilindros se usan en aplicaciones en las que no se justifica un sistema de suministro de oxígeno a granel pero que son de tal magnitud que el suministro con tanques de oxigeno gaseoso resulta insuficiente. Los cilindros de oxígeno liquido están equipados con convertidores de líquido a gas, o pueden utilizar vaporizadores de gas externos.

Hay que tener cuidado de no exceder cierta tasa de extracción de gas de un cilindro de acetileno de un tamaño determinado. Si la demanda volumétrica es excesiva, existe la posibilidad de extraer acetona del cilindro junto con el acetileno. Por tanto, se ha adoptado la norma práctica de limitar la extracción de acetileno de un solo cilindro a una tasa horaria no mayor que la séptima parte del contenido volumétrico del cilindro. Es posible conectar dos o más cilindros de acetileno mediante un múltiple a fin de obtener tasas de flujo elevadas.

Los cilindros para gas combustible licuado no contienen material de relleno. Estos cilindros de acero o aluminio soldados guardan el gas combustible licuado bajo presión. La presión en



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el cilindro es función de la temperatura. Los cilindros de gas combustible licuado tienen válvulas de alivio que se ajustan a presiones predeterminadas a fin de evitar una sobrepresurización en caso de que el cilindro se exponga a temperaturas cercanas a

Si llegaran a alcanzarse tales temperaturas, la rápida descarga de gas combustible por la válvula de alivio hará que el cilindro se enfríe, que la presión en su interior disminuya, y que la válvula de alivio se cierre. En caso de incendio, la válvula de alivio se abre y cierra en forma intermitente hasta la descarga total del combustible del cilindro o la eliminación de la fuente de calor extremo.

La tasa de extracción de gases combustibles licuados de cilindros es función de lo siguiente:

los 93°C (200°F).

(1) La temperatura. (2) La cantidad de combustible en el cilindro. (3) La presión operativa deseada.

Se recomienda solicitar al proveedor de gas la infonnación pertinente.

Cilindros conectados con múltiple LOS CILINDROS INDIVIDUALES no pueden proporcionar tasas de flujo de gas elevadas, sobre todo para operación continua durante periodos de tiempo largos. Una solución para este problema consiste en conectar cilindros a un múltiple. De esta forma es posible proveer un volumen razonablemente grande de gas combustible, descargándolo a una tasa moderadamente rápida.

Los múltiples son de dos tipos, portátiles y estacionarios. Los múltiples portátiles (véase la figura 11.13) pueden instalarse con un mínimo de esfuerzo y resultan útiles cuando se requieren volúmenes moderados de gas para trabajos de naturaleza no repetitiva, ya sea en un taller o en el campo.

Los múltiples estacionarios (véase la figura 1 1.14) se instalan en talleres en los que se requieren mayores volúmenes de gas. Los múltiples de este tipo alimentan a un sistema de tuberías que

distribuye el gas a diversas estaciones dentro de la planta. Esta disposición permite a varios operadores trabajar con un sistema de tuberías común sin interrupciones. Un sistema así también puede suministrar gas a operaciones automáticas de soldadura fuerte con soplete o de corte con oxígeno de gran envergadura.

Un dispositivo protector importante para el sistema de combustible estacionario es su sello hidráulico o su extinguidor de retroencendido hidráulico. Este dispositivo detiene un retroencendido originado en una estación e impide que llegue a otras partes del sistema. Consiste en un recipiente de presión pequeño parcialmente lleno de agua, a través del cual fluye el suministro de combustible. El gas sigue su camino por el espacio que está arriba del nivel del agua y por la cabeza del recipiente hasta el regulador de la estación. Un retroencendido o un retroceso de alta presión hará que una válvula de alivio en la cabeza del recipiente deje escapar la presión hacia la atmósfera exterior. Una válvula de retención impide que el agua se meta a la línea.

Sistemas a granel A FINDE SATISFACER ia elevada demanda de algunas industrias, se puede transportar oxígeno gaseoso desde la planta produc- tora hasta el usuario en bancos portátiles de múltiples cilindros o en tubos largos de alta presión montados en remolques de camiones. Los remolques pueden contener entre 850 y 1420 m3 (30 O00 a 50 O00 pies3) en las unidades más grandes y 285 m3 (io OO0 pies3) en las más pequeñas.

El oxígeno a granel también puede distribuirse en forma líquida en recipientes grandes aislados montados en remolques de camiones o en carros de ferrocarril. El oxígeno líquido se transfiere a un tanque de almacenamiento aislado en las instalaciones del usuario, de donde se extrae, se convierte en gas y se alimenta a tuberías de distribución, según las necesidades, mediante equipo regulador automático.

Los gases combustibles licuados pueden distribuirse desde tanques locales con capacidad de 2000 a 45 O00 L (500 a 12 000 galones), mismos que camiones de entrega llenan periódica- mente.

h 7 ACOPLADOR EN ’T” y C O L A DE PUERCO

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Figura 11.13-Disposición típica de un múltiple de oxígeno portátil



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S O L D A D U R A C O N G A S O X I C O M E U S T I E L E 369

Fiaura 11.14-DisDosición tbica de un mÚltiDle de aas estacionario

Otros sistemas CUANDO SEUSAN mÚltiples estacionarios, remolques de camión o sistemas de suministro a granel como fuentes de oxígeno, y grandes generadores de acetileno para producir este gas en la planta del consumidor, los gases se distribuyen por tuberías hasta los puntos de uso. Las tuberías deben estar diseñadas correctamente para manejar y distribuir los gases en volúmenes suficientes sin una caída de presión excesiva. También deben incluir todos los dispositivos de seguridad apropiados.

PRACTICAS SEGURAS PARA MÚLTIPLES Y TUBERIAS LAS REGLAS Y reglamentos establecidos en la versión vigente de la Norma para la instalación y operación de sistemas de oxíge-

no-gas combustible para soldar y cortar, según las recomendaciones de la National Fire Protection Association (NFPA núm. 5 l)', rigen la instalación de múltiples y tuberías para oxígeno y gas combustible. También hay que consultar los reglamentos u ordenanzas locales para comprobar que se están cumpliendo. En todos los casos, los múltiples deben obtenerse de fabricantes confables, y deben ser instalados por personal familiarizado con la construcción e instalación correctas de múltiples y tuberías de oxígeno y acetileno.

Es importante señalar que los tubos de cobre, aunque resultan satisfactorios para conducir el oxígeno, nunca deben usarse para las tuberías de acetileno. La razón es que el acetileno en contacto con el cobre puede formar acetiluro de cobre, el cual puede explotar espontáneamente.

I . Se puede obtener de la National Fire Protection Association, Battery Park, Quincy, Massachusetts 022U9.

APLICACIONES DE LA SOLDADURA CON GAS OXICOMBUSTIBLE

METALES SOLDADOS LA SOLDADURA CON gas oxicombustible puede usarse con una amplia gama de metales y aleaciones comerciales ferrosos y no ferrosos. Sin embargo, como en todos los procesos de soldadura, las dimensiones físicas y la composición química pueden limitar la soldabilidad de ciertos materiales y piezas.

Durante la soldadura, el metal pasa por un intervalo de temperaturas casi igual al del procedimiento de colado original. EI metal base del área de soldadura pierde las propiedades que le fueron conferidas por un tratamiento térmico o im trabajado en frío previos. La capacidad para soldar materiales como los aceros de alto carbono y de alta aleación está limitada por el

equipo del que se disponga para tratar térmicamente el ensamble ya soldado. Estos metales se sueldan con éxito cuando el tamaño o la naturaleza de la pieza permite aplicarle procedimientos de tratamiento térmico postsoldadura.

EI procedimiento de soldadura para los aceros al carbono simples es directo y no presenta mucha dificultad para el soldador. En otros materiales se producen soldaduras íntegras utilizando variaciones de precalentamiento, técnica, tratamiento tér- mico y uso de fundentes.

EI proceso de soldadura con gas oxicombustible puede servir para reparar piezas metálicas de espesor considerable y para los ensambles que suelen encontrarse en las operaciones de mantenimiento y reparación. Se han reparado armazones de maquina-



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ria de hierro colado muy gruesos por soldadura fuerte o soldando con una varilla de aporte de hierro colado.

Aceros y hierro colado LOS ACEROS DE bajo carbono, de baja aleación y colados son los materiales que con más facilidad se sueldan por el proceso de oxiacetileno. Por lo regular se requieren fundentes para soldar estos materiales.

En la soldadura con gas oxicombustible, los aceros con más de 0.35% de carbono se consideran aceros de alto carbono y requieren un cuidado especial para mantener sus propiedades particulares. Los aceros de aleación del tipo que endurece en aire requieren precauciones adicionales para mantener sus propiedades, aunque su contenido de carbono sea del 0.35% o menos. Por lo regular se precalienta el área de la unión a fin de retardar el enfriamiento de la soldadura por conducción del calor al metal base circundante. El enfriamiento lento evita la dureza y falta de ductilidad que se asocia al enfriamiento rápido. Puede ser que se requiera un recocido completo o tratamiento térmico en homo inmediatamente después de soldar aceros que endurecen con el aire.

EI soldador deberá usar una flama neutral o ligeramente carburizante para soldar, y deberá tener cuidado de no sobrecalentar y descarburizar el metal base. La temperatura de precalentamiento requerida depende de la composición del acero que se va a soldar. Se han utilizado temperaturas entre 150 y 540°C (300 y 1000°F).

Además de encontrar la temperatura de precalentamiento apropiada, es importante mantenerla uniforme durante la soldadura. Esto es posible si se protege la pieza con una cubierta que retenga el calor. Hay otros métodos de protección que pueden servir para conservar la temperatura de la pieza. En general, la temperatura entre pasadas deberá mantenerse dentro de un margen de 65°C (150°F) de la temperatura de precalentamiento. Si

la reducción en la temperatura entre pasadas es mayor, se crearán fuerzas de contracción excesivas que pueden producir distorsión o agrietamieno en la soldadura o en otras secciones. Este tipo de agrietamiento se presenta a menudo cuando se sueldan estructuras circulares de metales quebradizos, como el hierro colado.

Es necesario modificar los procedimientos para soldar aceros inoxidables y similares. En virtud de su alto contenido de cromo y níquel, estos aceros tienen una conductividad térmica relativamente baja, por lo que se recomienda una flama más pequeña que la que se usaría para un espesor equivalente de acero al carbono ordinario. Como el cromo se oxida fácilmente, se utiliza una flama neutral para minimizar la oxidación y un fundente para disolver los óxidos y proteger el metal de soldadura. Se emplea metal de aporte de acero con alto contenido de cromo o cromo-níquel. Incluso con estas precauciones, generalmente se recomienda un proceso distinto de la soldadura con gas oxicombustible para soldar uniones de gran calibre. En la tabla 11.3 se resume la información básica para soldar metales ferrosos.

La soldadura de hierro colado, hierro maleable y hierro galvanizado presenta problemas especiales con cualquier méto- do. La estructura del hierro colado gris se puede mantener en el área de soldadura mediante el empleo de precalentamiento, un fundente y una varilla de soldadura de hierro colado apropiada.

El hierro nodular requiere materiales en el metal de aporte que promuevan la aglomeración del grafito libre, a fin de mantener la ductilidad y la resistencia al choque en el área térmica- mente afectada. Se deberá consultar con el fabricante del metal de aporte para obtener información sobre el control de temperatura de precalentamiento y entre pasadas para el metal de aporte empleado.

Desde luego, hay casos en los que se suelda hierro colado sin precalentamiento, sobre todo en operaciones de recuperación. Sin embargo, en la mayor parte de las aplicaciones, un precalentamiento entre 200 y 320°C (400 y 600°F) con un control de temperatura entre pasadas y medidas para frenar el enfriamiento

Tabla i i .3 Condiciones generales para soldar con oxiacetileno diversos metales ferrosos

Metal Aiucte de flama Fundente Varilla Para soldar Acero colado Tubería de acero Placa de acero Lámina de acero

Acero de alto carbono Hierro forjado Hierro galvanizado

Hierro colado gris

Hierro colado maleable Tubería de hierro colado gris

Tubería de hierro colado Acero al cromo-níquel colado Acero al cromo-níquel (1 8-8 y 25-12) Acero al cromo Hierro al cromo

Neutral Neutral Neutral Neutral Ligeramente oxidante Ligeramente carburizante Neutral Neutral Ligeramente oxidante Neutral Ligeramente oxidante Ligeramente oxidante Neutral Ligeramente oxidante Neutral Neutral Neutral Neutral Neutral

No No No No sí No No No sí sí sí sí sí sí sí sí sí sí sí

Acero Acero Acero Acero Bronce Acero Acero Acero Bronce Hierro colado Bronce Bronce Hierro colado Bronce Hierro colado o composición del metal base Composición del metal base o acero al cromo-níquel 25-1 2 Acero inoxidable al colombio o composición del metal base Acero inoxidable al colombio o composición del metal base Acero inoxidable al colombio o composición del metal base



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asegurarán la obtención de resultados más consistentes. Se puede usar una protección, como cubiertas resistentes al calor, para asegurar un enfriamiento lento y uniforme. Hay que cuidar que no ocurra un enfriamiento localizado; también cabe subrayar que en la recuperación de hierro colado es necesario eliminar por completo la arena de fundición y la escoria si se desea obtener resultados de reparación consistentes.

Metales no ferrosos ES PRECISO CONSIDERAR las propiedades especificas de cada aleación no ferrosa para seleccionar la técnica de soldadura más adecuada. Si se toman las precauciones debidas, se podrán obtener resultados aceptables.

EI aluminio, por ejemplo, no avisa con un cambio de color que está a punto de fundirse, sino que parece colapsarse de manera repentina cuando se llega al punto de fusión. Por esta razón, se requiere mucha práctica para aprender a controlar la tasa de aporte de calor. El aluminio y sus aleaciones son propensos a la friabilidad en caliente, y las soldaduras deberán contar con apoyo adecuado en todas las áreas durante la soldadura. Por último, toda superficie de aluminio expuesta se cubre con una capa de óxido que, al combinarse con el fundente, forma una escoria fusible que flota sobre el metal fundido.

AI soldar cobre, hay que tomar en cuenta el rápido enfriamiento de las soldaduras debido a la elevada conductividad térmica del metal. A menudo se requiere precalentamiento. Es de esperar un grado de distorsión considerable en el cobre porque la expansión térmica es mayor que en otros metales comerciales. Obviamente, estas características presentan problemas que es preciso resolver para obtener soldaduras satisfactorias.

Las piezas que se van a soldar deberán fijarse finnemente en su lugar con piezas de sujeción o soldaduras de puntos provisionales. La sección menos propensa a la distorsión se deberá soldar primero con objeto de que fonne una estructura rígida para el resto de la operación.

Si el diseño de la estructura permite soldar por ambos lados, es posible minimizar la distorsión si se suelda en forma alternada por cada uno de los lados de la unión. Otra posibilidad es usar caballetes o soportes en las secciones en las que la distorsión es más probable. Las soldaduras pueden martillearse para reducir la distorsión. Este método, si se aplica correctamente, puede evitar deformaciones severas. También puede usarse una secuencia de soldadura de pasos hacia atrás para controlar la distorsión. Este método consiste básicamente en realizar incre- mentos de soldadura cortos en la dirección opuesta al avance de la soldadura. Se deberá diseñar el ensamble de modo que se minimice la distorsión durante la soldadura.

Efectos metalúrgicos LA TEMPERATURA DEL metal base varia durante ia soldadura, desde la del charco de soldadura hasta la temperatura ambiente en las áreas más alejadas de la soldadura. En el caso de los aceros, la soldadura y las zonas ténnicamente afectadas adyacentes se calientan bastante por encima de la temperatura de transfonnación del acero. Esto produce una estructura de grano grueso en la soldadura y en el metal base adyacente, la cual puede refinarse con un tratamiento ténnico nonnalizador, como

podría ser calentar al intervalo de temperaturas de austenitiza- ción (alrededor de 900°C o 1650°F) y enfriar en aire después de soldar.

EI metal base de la zona térmicamente afectada que se calienta por encima de la temperatura de transformación del acero puede endurecerse si contiene suficiente carbono y la tasa de enfriamiento es lo bastante alta. Es posible evitar el endurecimiento en la mayor parte de los aceros endurecibles si se utiliza el soplete para seguir calentando la soldadura durante un tiempo corto después de completada la operación. Si se sueldan aceros endurecibles en aire, el mejor tratamiento térmico es un recocido completo en homo del ensamble soldado.

La flama de oxicombustible permite ejercer cierto grado de control sobre el contenido de carbono del metal depositado y de la porción del metal base que se calienta hasta su punto de fusión. Si se emplea una flama oxidante, hay una reacción rápida entre el oxigeno y el carbono del metal. Parte del carbono se pierde en forma de monóxido de carbono, y además el acero y los demás constituyentes se oxidan. Por otro lado, si el soplete opera con un exceso de acetileno en la flama, se introduce carbono en el metal de soldadura fundido.

Cuando un acero inoxidable austenitic0 no estabilizado se calienta al intervalo de temperaturas entre 430 y 870°C (800 y 1600"F), ocurre precipitación de carburos. EI carburo de cromo se acumula en las fronteras de los granos y reduce la resistencia a la corrosión de la zona ténnicamente afectada. Si esto sucede, será necesario aplicar un tratamiento ténnico después de soldar, a menos que el acero sea una aleación estabilizada mediante la adición de colombio o titanio y soldada con ayuda de una varilla de soldadura de acero inoxidable que contenga colombio. EI colombio se combina con el carbono y minimiza la formación de carburo de cromo; todo el cromo permanece disuelto en la matriz austenítica, que es la forma en que mejor puede resistir la corrosión.

Otro factor que debe considerarse al soldar es la posible tendencia del metal a la friabilidad en caliente (una marcada reducción de la resistencia mecánica a temperaturas elevadas). Algunas aleaciones con base de cobre acusan notablemente esta tendencia. Si el metal base tiene esta tendencia, se deberá soldar con cuidado para evitar el agrietamiento en caliente de la zona de soldadura. La técnica de soldadura deberá ajustarse para tener en cuenta dicha tendencia, y las guías y abrazaderas se deberán utilizar con cautela. EI agrietamiento en caliente puede reducirse con una secuencia de soldadura apropiada o soldando en varias capas con franjas angostas tipo cordón.

Oxidación y reducción CIERTOS METALES TIENEN tal afinidad por ei oxigeno que los óxidos se fonnan en las superficies casi con la misma rapidez con que se eliminan. En las operaciones con oxiacetileno, estos óxidos generalmente se eliininan por medio de fundentes. La afinidad por el oxígeno puede ser una característica Út i l en ciertas operaciones de soldadura. EI manganeso y el silicio del acero al carbono ordinario, por ejemplo, son importantes para la soldadura con gas oxicoinbustible porque desoxidan el charco de soldadura. Por tanto, es importante que las varillas de soldadura de acero contengan manganeso y silicio en las proporciones correctas.



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El tipo de flama empleado para soldar los diversos metales desempeña un papel importante en la obtención del depósito de metal de soldadura más deseable. EI tipo correcto de flama con la técnica de soldadura apropiada puede actuar como medio protector para reducir el efecto del oxígeno y el nitrógeno (de la atmósfera) sobre el metal fundido. Además, una flama así estabiliza el metal fundido y evita la pérdida de carbono, manganeso y otros elementos de aleación.

El tipo correcto de flama oxicombustible para una aplicación dada está determinado por el tipo de metales base y de aporte que intervengan y por el espesor del metal base. Con la mayor parte de los metales se usa una flama neutral. Una excepción es la soldadura de aluminio y de acero de alto carbono, donde se usa una flama ligeramente carburizante (reductora).

METALES DE APORTE LAS PROPIEDADES DEL metal de soldadura deben ser muy parecidas a las del metal base. Para ello, se fabrican varillas de soldadura con diversa composición química para soldar muchos materiales ferrosos y no ferrosos. Obviamente, es importante escoger el metal de aporte correcto.

El proceso de soldadura mismo influye sobre la composición del metal de aporte, ya que ciertos elementos se pierden durante la soldadura. Hay metales de aporte para soldar casi todos los materiales base comunes. Los dirimetros estándar de las varillas varían entre 1.6 y 10 mm (1/16 y 3/8 pulg) y sus longitudes estándar son 610 y 914 mm (24 y 36 pulg).

La composición química del metal de aporte debe estar dentro de los límites especificados para el material de que se trate. Hay muchos metales de aporte patentados en el mercado que se recomiendan para aplicaciones específicas. El metal de aporte debe estar libre de porosidad, caños, inclusiones no metálicas y cualquier otro material extraño; además, debe depositarse con uniformidad.

Al producir las varillas de soldadura se tienen en cuenta los cambios que ocurren durante la soldadura, de modo que el metal depositado tenga la composición química correcta. Los depósi- tos deben hacerse con metal de aporte que fluya libremente y se una fácilmente al metal base para producir soldaduras íntegras y limpias.

En trabajos de mantenimiento o reparación no siempre es necesario que la composición de la varilla de soldadura coincida con la del metal base. Se puede usar una varilla de acero de resistencia mecánica nominal para reparar piezas fabrica- das con acero de aleación y que se han roto debido a una sobrecarga o un accidente. No obstante, debe procurarse que el metal de aporte coincida con el metal base. Si es necesario aplicar tratamiento térmico a una pieza después de soldarla, es posible añadir carbono a un depósito de acero dulce utilizando con medida una flama carburizante, aunque siempre es preferible emplear una varilla de soldadura de acero de baja aleación.

El comité de la AWS encargado de los metales de aporte ha preparado varias especificaciones, y muchos de los metales de aporte para soldadura con gas oxicombustible se ajustan a ellas.

Las varillas de soldadura para acero se listan en ANSI/AWS A5.2, Especìjicación para varillas de acero al carbono y de baja

aleación para soldadura con gas oxicombustible. Las varillas se clasifican con base en su resistencia mecánica, y la que más comúnmente se usa es RG60 (con resistencia a la tensión mínima de 60 ksi [414 MPa]), que tiene propiedades compatibles con la mayor parte de los aceros de bajo carbono.

Para la soldadura con gas oxicombustible y el latonado de hierro colado se usan varillas de soldadura tanto de hierro colado como a base de cobre. Consúltese ANSYAWS A5.15, Especifi- cación de electrodos y varillas para soldadura de hierro colado. Estos metales de aporte se clasifican con base en su composición química.

FUNDENTES UNO DE LOS mecanismos más importantes para controlar la calidad de las soldaduras consiste en eliminar los óxidos y demás impurezas de la superficie del metal que se va a soldar. Si los óxidos no se eliminan, puede dificultarse la fusión, la unión puede perder fuerza y puede haber inclusiones. Estos óxidos no fluyen de la zona de soldadura, sino que permanecen en ella y quedan atrapados en el metal en solidificación, interfiriendo con la adición de metal de aporte. Estas condiciones pueden presentarse cuando los óxidos tienen un punto de fusión mayor que el del metal base, y es preciso encontrar una forma de eliminarlos. Es con este fin que se aplican los fundentes.

El acero y sus óxidos, y las escorias que se forman durante la soldadura, no pertenecen a la categoría mencionada, por lo que no requieren fundente. El aluminio, en cambio, forma un óxido con un punto de fusión extremadamente alto que es preciso eliminar de la zona de soldadura para poder obtener resultados satisfactorios. Ciertas sustancias reaccionan químicamente con los óxidos de la mayor parte de los metales, formando escorias que se funden a las temperaturas de soldadura. Tales sustancias, ya sea solas o combinadas, constituyen fundentes eficientes. En general, se usa GTAW o GMAW para soldar aluminio y evitar estos problemas de escorias.

Un buen fundente debe ayudar a eliminar los óxidos durante la soldadura formando escorias fusibles que floten sobre el charco de metal fundido y no interfieran con la deposición ni la fusión del metal de aporte. El fundente debe proteger el charco de soldadura de la atmósfera y también evitar que absorba gases de la flama o reaccione con ellos. Esto debe hacerse sin obstruir la visión del soldador ni estorbar la manipulación del charco de metal fundido.

Durante los periodos de precalentamiento y soldadura, el fundente deberá limpiar y proteger les superficies del metal base y, en algunos casos, de la varilla de soldadura. No se deberá usar el fundente como sustituto de la limpieza del metal base durante la preparación de la unión. Los fundentes son excelentes limpiadores de metal, pero si su actividad se utiliza para limpiar metal sucio esto interferirá con sus funciones primarias.

El fundente puede prepararse como polvo seco, pasta o diso- lución espesa, o como un recubrimiento previamente colocado sobre la varilla de soldadura. Algunos fundentes funcionan de manera mucho más favorable si se usan secos. Los fundentes para latonado y los que se usan con hierro colado suelen ser de este tipo, y se aplican calentando el extremo de la varilla de



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soldadura y metiéndolo en el fundente en polvo; se adherirá a la varilla la cantidad suficiente para obtener la acción deseada. Cada vez que se necesite más fundente, se meterá en él la varilla caliente.

En ocasiones (sobre todo cuando se están reparando piezas coladas “sucias”) resulta útil rociar un poco de fundente seco en polvo sobre el metal base adelante de la zona de soldadura.

Los fundentes en forma de pasta por lo regular se aplican con brocha sobre el metal base, y la varilla de soldadura también puede pintarse o recubrirse por inmersión.

Las varillas recubiertas comerciales pueden usarse sin prepa- ración adicional; si es necesario, puede colocarse fundente adicional sobre el metal base. Hay ocasiones en que una varilla recubierta se debe meter en un recipiente con fundente en polvo, si es que el fundente se ha fundido en un tramo demasiado largo de la varilla durante la soldadura.

Los metales base y de aporte comunes que requieren fundente son el bronce, el hierro colado, el latón, el bronce de silicio, el acero inoxidable y el aluminio.

APLICACIONES TiPICAS EL CAWO TAN amplio de aplicación, así como la comodidad y economía de la soldadura con oxiacetileno, se reconocen en la mayor parte de las industrias que trabajan metales. EI proceso se usa para fabricar piezas de lainina, conductos, tuberías y otros objetos metálicos en industrias como la de vehículos autoinoto-

res y la de tuberías industriales. También se usa para soldar ductos de hasta 5 1 mm (2 pulg) de diámetro.

Este proceso goza de aceptación casi universal en el campo del mantenimiento y la reparación, donde su flexibilidad y movi- lidad redundan en grandes ahorros de tiempo y mano de obra. La unidad autónoma típica, que consiste en un soplete de soldadura, un cilindro de oxígeno y uno de acetileno en un camto con dos ruedas, se puede desplazar con facilidad dentro de una planta. Puede llevarse sin problema al campo con una camioneta para reparar una rotura en cualquier lugar en que haya ocumdo. La soldadura con oxiacetileno también es de mucha utilidad en los talleres de reparación de máquinas y automotores, así como en talleres dedicados por completo a la soldadura en los que la actividad principal consiste reparar equipos industriales, agnce las y domésticos grandes y pequeños.

Ei proceso de soldadura con gas oxicombustible se usa para muchas operaciones de recubrimiento, algunas de las cuales no pueden realizarse con los procesos de soldadura por arco. Por ejemplo, es posible aplicar materiales con alto contenido de cinc, como el metal de almirantazgo, con el soplete de soldadura con gas. En este tipo de aplicaciones de recubrimiento se usan procedimientos automáticos, como se hace con los tubos laminares o intercambiadores de calor.

Los mismos gases y equipo se pueden usar para corte, soldadura fuerte, soldadura blanda, tratamiento térmico, recubrimien- to y soldadura. Esto hace al proceso de oxiacetileno particular- mente atractivo desde el punto de vista de la inversión inicial.

PROCEDIMIENTOS DE SOLDADURA

PRINCIPIOS DE OPERACIÓN EL SOPLETE PARA soldadura de gas oxicombustible sirve como implementc para mezclar el combustible y los gases que susten- tan la combustión y provee el mecanismo para aplicar la flaina en el lugar deseado. Hay muchos tamaños de puntas para obtener una flama con el volumen o el tamaño deseado. Las flanias de soldadura pueden variar desde una flama de aguja corta y de diámetro pequeño hasta una de 4.8 min (3/ 16 pulg) o más de diá- metro y 50 mm (2 pulg) o más de longitud.

EI cono interno de la flama, de color azul brillante, que se forma al arder la mezcla de gases que sale por la punta del soplete se denoininafkliiia de trabajo. Cuanto más se acerque el extremo del cono interno a la superficie dei metal que se desea calentar o soldar, más efectiva será la transferencia de calor de la flaina al metal. La flaina puede hacerse suave o fuerte variando el flujo de gas. Si el flujo de gas para un tamaño de punta dado es demasiado bajo, se producirá una flama suave, ineficaz, propensa al retroceso. Un flujo de gas excesivo producirá una flaina violenta, de alta velocidad, difícil de controlar y que expulsará el metal fundido del charco de soldadura.

La acción química de la flaina sobre el charco de metal fundido puede alterarse modificando la proporción voluinétrica

entre el oxígeno y el acetileno a la salida de la punta. En general, la soldadura con oxiacetileno se realiza con una flama neutral en la que la razón volumétrica de los gases es de aproximadamente 1 : 1. Se puede obtener una acción oxidante si se aumenta el flujo de oxígeno, y una acción reductora si se incrementa el flujo de acetileno. Ambos ajustes resultan muy útiles para soldar.

Ajuste de la flama LOS SOPLETES PARA soldar deben encenderse con un encendedor de fricción o una flama piloto. Hay que seguir las instrucciones del fabricante del equipo para ajustar las presiones de operación en los reguladores de gas y las válvulas del soplete antes de encender los gases que salen por la punta. En la figura 11.15 se muestran tres tipos de ajuste a una flama de oxiacetileno.

La forma más fácil de obtener una flaina neutral es ajustando a partir de una flama con exceso de acetileno, que se reconoce por la extensión de “plurna”de1 cono interior. La pluma se acor- tará conforme se reduzca el flujo de acetileno o se incremente el flujo de oxígeno. La flama es neutral justo en el punto en que la extensión de pluma del cono interior desaparece. Esta flama neutral, si bien no es carburizante ni oxidante en su interior, puede tener un efecto reductor sobre el metal soldado.



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Un método práctico para determinar la cantidad de acetileno en exceso en una flama reductora consiste en comparar la

(A) FLAMA DE ACETILENO PURO

CONOi

longitud de la pluma con la longitud del cono interior, midiendo ambas a partir de la punta del soplete. Una flama con dos veces más acetileno del que se requiere para una flama neutral tiene una pluma de acetileno dos veces más larga que el cono interior. Si parte de un ajuste de flama neutral, el soldador puede producir la pluma de acetileno deseada incrementando el flujo de acetileno.

El ajuste de la flama oxidante a veces se indica en términos de qué tanto debe reducirse la longitud del cono interior neutral; por ejemplo, una décima parte. Si se parte de una flama neutral, el soldador podrá incrementar el flujo de oxígeno hasta que la iongitud del cono interior se reduzca en la cantidad deseada.

ANARANJADO \

PLUMA DE ACETILENO CLARO BLANCO INTENSO CON BORDE DE "PLUMA"

\

(B) FLAMA CARBURIZANTE

CONO BLANCO

\

Soldadura de derecha y de revés LA SOLDADURA CON oxiacetileno se puede realizar con la punta del soplete apuntando hacia adelante, en la dirección en que avanza la soldadura. Este método se denomina técnica de derecha. También puede soldarse con la punta del soplete apuntando en la dirección opuesta, hacia la soldadura ya completada; este método se conoce como soldadura de revés o de dorso. Los dos métodos tienen ventajas, dependiendo de la aplicación, y los dos imponen ciertas variaciones en la técnica de depo- sición.

En general, el método de derecha se recomienda para soldar materiales de hasta 3.2 mm (1/8 pulg) de espesor, porque permite controlar bien un charco de soldadura pequeño para obtener una soldadura más lisa tanto en la parte superior como en la inferior. Ei charco de metal fundido es pequeño y fácil de controlar. La

lar mejor el charco de metal fundido si se emplea la técnica de revés. Esta recomendación se basa en un estudio minucioso de las velocidades que normalmente se alcanzan con esta técnica, y en la mayor facilidad para lograr la fusión en la raíz de la soldadura. La soldadura de revés puede realizarse con una flama ligeramente carburizante (pequeña pluma de acetileno) cuando conviene derretir una cantidad mínima de metal para formar una unión. EI mayor contenido de carbono de esta flama baja el punto de fusión de una capa delgada del acero, e incrementa la veloci-

AZULOSO A NARANJA

\ NO HAY PLUMA DE ACETILENO

(C) FLAMA NEUTRAL

CONO BLANCO

\

CONO DOS DÉCIMAS MÁS CORTG

(D) FLAMA OXIDANTE

CASI INCOLORO

Preparación del metal base LA LIMPIEZA A lo largo de la unión y a los lados del metal base es de vital importancia. La suciedad, el aceite y los óxidos pueden causar fusión incompleta, inclusiones de escoria y porosidad en la soldadura. Figura 11 .lSAjustec a la flama de oxiacetileno



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El espaciado entre las piezas que se van a unir merece una consideración cuidadosa. La abertura de raíz para un espesor de metal dado deberá permitir llenar el espacio sin dificultad y al mismo tiempo ser lo bastante ancha como para que haya pene- tración completa. Las especificaciones referentes a la abertura de raíz se deben seguir con mucha exactitud.

El espesor del metal base en la unión determina el tipo de preparación de bordes que se requiere para soldar. Las láminas metálicas delgadas pueden fundirse de lado a lado con la flama, así que los bordes con cara cuadrada se pueden colocar a tope y soldarse. Este tipo de unión está limitado a materiales de menos de 4.8 mm (3/16 pulg) de espesor. Para espesores de 4.8 a 6.4 mm (3/16 a 1/4 pulg), se necesita una ligera abertura de raíz o surco para que haya penetración completa, pero se deberá agregar metal de aporte para compensar la abertura.

Los bordes de uniones de 6.4 mm (1/4 pulg) o más de espesor se deberán biselar. Los bordes biselados en la unión forman un surco que mejora la penetración y la fusión en los costados. El ángulo de bisel para la soldadura con oxiacetileno varía de 35 a 45 grados, lo que equivale a una variación en el ángulo incluido de la unión de 70 a 90 grados, dependiendo de la aplicación. Una cara de raíz de 1.6 mm (1/16 pulg) es normal, pero en ocasiones se usan bordes machihembrados. Las placas con espesores de 19 mm (3/4 pulg) o más llevan doble bisel en los casos en que es factible soldar por ambos lados. La cara de raiz puede variar entre O y 3.2 mm (O y 1/8 pulg). El biselado por ambos lados reduce a cerca de la mitad la cantidad de metal de aporte que se requiere, y también se reduce el consumo de gas por unidad de longitud de soldadura.

La preparación de borde de surco cuadrado es la más fácil de hacer. Este borde puede maquinarse, cincelarse, amolarse o cortarse con oxigeno. No es preciso eliminar la delgada capa de óxido de una superficie de acero cortada con oxigeno porque no perjudica la operación de soldadura ni la calidad de la unión. El ángulo de bisel se puede cortar con oxigeno.

SOLDADURA DE MÚLTIPLES CAPAS LA SOLDADURA DE multiples capas se usa cuando se desea una unión en acero con ductilidad máxima en la condición recién soldada o después de un tratamiento para liberar tensiones, o cuando se requieren varias capas para soldar metal muy grueso. La soldadura de múltiples capas se efectúa depositando metal de aporte en pasadas sucesivas por la unión hasta que ésta se llena. Puesto que el área cubierta con cada pasada no es muy amplia, el charco de soldadura es pequeño. Este procedimiento pennite al soldador lograr una penetración completa en la unión sin sobrecalentamiento durante el depósito de las primeras capas. Al ser pequeño el charco, se controla fácilmente, y el soldador puede evitar los óxidos, las inclusiones de escoria y la fusión incompleta con el metal base.

El aumento en la ductilidad del acero depositado se debe al refinamiento del grano en las capas subyacentes cuando se

vuelven a calentar en cada pasada. La capa final no experimenta este refinamiento, a menos que se agregue una pasada final y después se quite, o se pase el soplete sobre la unión para calentar el último depósito a la temperatura de normalización.

La soldadura con oxiacetileno no se recomienda para aceros de alta resistencia mecánica tratables con calor, sobre todo cuando se usan en fabricación después de haber recibido tratamiento térmico. Al soldar aceros extinguidos y templados, la lentitud del aporte de calor de la soldadura con oxiacetileno puede originar cambios metalúrgicos en el área térmicamente afectada y destruir las propiedades que adquirió el metal base con el tratamiento. Este tipo de metal debe soldarse con alguno de los procesos de soldadura por arco.

CALIDAD DE LA SOLDADURA EL ASPECTO DE una soldadura no es necesariamente indicativo de su calidad. Si hay discontinuidades en una soldadura, pueden agruparse en dos categorías amplias: las que se detectan por inspección visual y las que no. El examen visual del lado de abajo de una soldadura indicará si hubo penetración completa y si hay un exceso de glóbulos de metal. Si la penetración en la unión es deficiente, puede deberse a que no se biselaron lo suficiente los bordes, a que la cara de raíz era demasiado gruesa, a que la velocidad de soldadura era excesiva o a que no se manipularon correctamente el soplete y la varilla de soldadura.

Es fácil determinar si la soldadura es demasiado gruesa o demasiado delgada. Hay calibradores de soldadura para verificar si una soldadura tiene un refuerzo excesivo o insuficiente. El socavamiento o traslapo a los lados de las soldaduras casi siempre puede detectarse por inspección visual.

Aunque otras discontinuidades, como la fusión incompleta, la porosidad y el agrietamiento podrian o no ser evidentes desde el exterior, el crecimiento excesivo de los granos y la presencia de puntos duros no se puede determinar visualmente. La fusión incompleta puede deberse a un calentamiento insuficiente del metal base, a un desplazamiento demasiado rápido o a inclusiones de gas o suciedad. La porosidad es el resultado del atrapamiento de gases, por lo regular monóxido de carbono, que puede evitarse con una manipulación más cuidadosa de la flama y el empleo de un fundente adecuado si es necesario. Los puntos duros y el agrietamiento son el resultado de características metalúrgicas del soldamento.

INSPECCIÓN EL TERMINO irzspeccióiz POR io regular implica una inspección formal, prescrita por un código o por los requisitos de un comprador, que se aplica a las soldaduras y a las estructuras soldadas. Los requisitos minimos de los códigos de soldadura son infexibles, y deben satisfacerse.



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SOLDADURA CON OTROS GASES COMBUSTIBLES

PRINCIPIOS DE FUNCIONAMIENTO Los GASES COMO el propano, el gas natural, el butano el MPS, el propileno y otros no son apropiados para soldar materiales ferrosos en virtud de sus características oxidantes. Muchos metales ferrosos y no ferrosos se pueden latonar con estos gases si se tiene cuidado en el ajuste de la flama y el empleo de fundente. Estos gases se usan mucho para operaciones de soldadura fuerte y soldadura blanda tanto manuales como mecanizadas.

Estos gases combustibles tienen tasas de propagación de flama relativamente bajas. Si se usan puntas de soldadura están- dar, la velocidad de flama máxima es tan baja que interfiere de manera importante con la transferencia de calor de la flama al trabajo. Las temperaturas de flama más altas se obtienen con proporciones oxígeno-gas combustible altas. Estas proporciones producen flamas muy oxidantes que impiden soldar de manera satisfactoria la mayor parte de los metales.

Se debe usar puntas que cuenten con dispositivos de retención de la flama, como orlas, contrabarrenos y flamas de sustento, con objeto de lograr velocidades de gas más altas antes de que éste salga por la punta. Esto posibilita la utilización de estos gases combustibles en muchas aplicaciones de calentamiento con una excelente eficiencia de transferencia de calor.

El aire contiene cerca del 80% en volumen de nitrógeno. Puesto que el nitrógeno no sustenta la combustión, los gases combustibles quemados con aire producen flamas de temperatura más baja que los quemados con oxígeno. EI contenido total de calor también es más bajo. La flama de aire-gas combustible sólo sirve para soldar secciones delgadas de plomo y para operaciones ligeras de soldadura fuerte y soldadura blanda.

EQUIPO SEPUEDE USAR ei equipo estándar para oxiacetiieiio con excep- ción de las puntas para soldar y los reguladores, para distribuir y

quemar estos gases. Es posible obtener reguladores especiales y puntas especializadas para calentamiento y corte. El gas natural se suminstra por tubería; otros gases combustibles se almacenan en cilindros y se suministran en forma líquida a tanques de almacenamiento en las instalaciones del usuario, de donde el equipo de tubería los distribuye a los puntos de uso.

Los sopletes que se emplean con aire-gas combustible generalmente se diseñan de modo que aspiren la cantidad correcta de aire de la atmósfera para sustentar la combustión. El gas combustible fluye por el soplete con una presión de entrada de 2 a 40 psig y aspira el aire requerido. Para trabajos ligeros, el gas combusible por lo regular se suministra de un cilindro pequeño de fácil transporte.

Los oficios de plomería, refrigeración y electricidad emplean propano en cilindros pequeños para muchas aplicaciones de calentamiento y soldadura blanda. El propano fluye por el soplete con una presión de entrada de 3 a 60 psig, lo cual alcanza para aspirar el aire. Los sopletes se emplean para unir por soldadura blanda conexiones eléctricas y juntas de tuberías de cobre, y en trabajos ligeros de soldadura fuerte.

Las precauciones de seguridad que se mencionaron en secciones anteriores del capítulo también deben observarse al usar estos gases combustibles. Los sistemas de almacenamiento y distribución deben instalarse ajustándose a los códigos naciona- les, estatales o locales aplicables.

APLICACIONES LA MEZCLA AIRE-GAS coinbustible se usa para soldar plomo de hasta 6.4 min (1/4 pulg) de espesor, pero tal vez el campo de apli- cación más grande sea en las industrias de plomería y eléctrica, en las que se usa mucho para unir tuberías y ductos de cobre por soldadura blanda.

PRÁCTICAS SEGURAS NADIE DEBE INTENTAR operar cualquier equipo de gas oxicoiii- bustible si no está capacitado en su uso correcto o trabaja bajo supervisión competente. Es de primordial importancia seguir al pie de la letra las instrucciones de operación del fabricante y sus recomendaciones para un uso seguro.

EI oxígeno por sí solo no arde ni explota, pero si sustenta la combustión. Ei oxígeno a alta presión puede reaccionar violentamente con aceites, grasas u otros materiales combustibles. Los cilindros, conexiones y todo el demás equipo que se use con oxígeno debe mantenerse siempre alejado de aceites, grasas y otros contaminantes. Los cilindros de oxige-

no niinca deben alinacenarse cerca de materiales muy coinbus- tibles. Nunca debe usarse oxígeno para operar herramientas neuináticas, arrancar motores de combustión interna, purgar tuberías, quitar el polvo a la ropa y demás usos potencialinente peligrosos.

El acetileno es un gas coinbustible y arde con facilidad; por tanto, debe mantenerse alejado de todas las flarnas abiertas. Las presiones de los cilindros y los mdtiples de acetileno siempre deben reducirse mediante reguladores reductores de presión. Los cilindros siempre deben protegerse contra temperaturas elevada.



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Todos los cilindros de gas deben almacenarse en lugares bien ventilados, limpios y secos, libres de otros materiales combustibles. Los cilindros deben almacenarse y usarse con el extremo de la válvula hacia arriba.

Todos los cilindros de gas combustible licuado deben usarse en posición parada. Si estos cilindros se colocan de costado, es posible extraer de ellos líquido, en vez de vapor; esto podría dañar el equipo y producir una flama grande e incontrolable. El carburo suelto nunca debe tirarse ni permanecer en los pisos porque absorberá humedad del aire y generará acetileno.

El acetileno en contacto con cobre, mercurio o plata puede formar acetiluros, sobre todo si hay impurezas presentes. Estos compuestos son muy explosivos y pueden detonarse con un choque ligero o por aplicación de calor. No se debe usar en ningún sistema de acetileno aleaciones que contengan más del 67% de cobre, excepto en las puntas y las boquillas.

Cuando se extrae gas de un cilindro de acetileno que descansa sobre su costado, se puede extraer acetona junto con el acetileno,

como ya se explicó. Esto puede dañar el equipo o contaminar la flama, con el consecuente menoscabo de la calidad de la soldadura.

Los cilindros de otros gases combustiblas también están a presión y deben manejarse con cuidado. Todos ellos deben almacenarse en lugares limpios, secos y bien ventilados.

Los cilindros de oxígeno refrigerados tienen doble pared, como las botellas “termo”, con vacío entre la pared interior y la exterior. Se deben manejar con extremo cuidado a fin de evitar que se dañen los conductos internos y se pierda vacío. Estos cilindros siempre deben transportarse y usarse en la posición parada.

Los cilindros pueden ser un peligro importante si se vuelcan, y hay que tomar medidas para minimizar esta posibilidad. Si la válvula del cilindro se rompe de resultas de una caída, el gas que escape podrá convertir el cilindro en un peligroso proyectil. Es práctica estándar asegurar los cilindros en un carrito de cilindros o fijarlos a un soporte rígido.

LISTA DE LECTURAS COMPLEMENTARIAS Ballis, W. L., et al. “Training of oxyacetylene welding to weld

mild steel pipe”, en Welding Journal 56(4): 15-19; abril de 1977.

Fay, R. H. “Heat transfer from fuel gas flames”, en Welding Journal 46(8): 380s-383s; agosto de 1967.

International Acetylene Association. Oxyacetylene welding and its applications. Nueva York, International Acetylene Asso- ciation, 1958. (Obtained from the Compressed Gas Associa- tion).

Koziarski, J. “Hydrogen vs acetylene vs inert gas in welding aluminum alloys”, en Welding Journal 36(2): 141-148; febrero de 1957.

Kugler, A. N. Oxyacetylene Welding and Oxygen Cutting Ins- truction Course. Nueva York, Airco, Inc., ed. rev. 1966.

Lewis, B. y Von Elbe, G. Conzbustion Flanzes and Explosions of Gases. Nueva York, Academic Press, Inc., 1961.

Moen, W. B. y Campbell, J. “Evaluation of fuels and oxidants for welding and associated processes”, en Welding Journal 34(9): 870-876; septiembre de 1955.

National Fire Protection Association. Gas systems for welding and cutting, NFPA No. 5 1. Quincy, Massachusetts, National Fire Protection Association.

Postman, B. F. “Safety in installation and use of welding equipment”, Welding Journal 34(4): 337-344; abril de 1955.

Sosnin, H. A. “Efficiency and economy of the oxyacetylene process”, en Welding Journal 61(10): 46-48; octubre de 1982.

The National Training Fund for the Sheet Metal and Air Con- ditioning Industry. Welding book I, 1“ ed. Alexandria, Virgi- nia, The National Training Fund for the Sheet Metal and Air Conditioning Industry, 1979.

Union Carbide Corporation. The oxyacetylene handbook, 2” ed. Nueva York, Union Carbide Corporation, Linde Div., 1960.



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SOLDADURA FUERTE

Introducción 380

Procesos de soldadura fuerte 381

Metales de aporte para soldadura fuerte 391

Fundentes y atmósferas 396

Aplicaciones 396

Diseño de las uniones 401

Procedimientos de soldadura fuerte 409

Inspección 41 1


M. I. Lucas, Presidente General Electric Corporation

R. L. Peaslee Wall Colmonoy Corporation

MIEMBRO DEL COMITÉ DEL MANUAL DE SOLDADURA: M. J. Tomsic Plastronic, Inc.

Localización de problemas 41 3

Latonado 41 4

Prácticas seguras para soldadura fuerte 41 7

Lista de lecturas complemeniarias 421



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SOLDADURA FUERTE INTRODUCCIÓN

DEFINICIÓN Y DESCRIPCIÓN GENERAL LA SOLDADURA FUERTE une materiaies calentándolos en presencia de un metal de aporte que tiene un cambio a fase liquida (liquidus) por encima de 450°C (840OF) pero por debajo del cambio a fase sólida (solidus) de los metales base. EI caleiita- miento puede proveerse de muy diversas maneras. El metal de aporte se distribuye entre las superficies de la unión, que embonan íntimamente, por acción capilar. La soldadura fuerte difiere de la soldadura blanda en que los metales de aporte de esta última tienen un liquidus por debajo de 450°C (840°F).

La soldadura fuerte con metales de aporte de aleación de plata se conoce también como soldadura blanda de plata, un ténnino no preferido. Los metales de aporte de plata para soldadura fuerte no son soldaduras blandas; tienen temperaturas de liquidus por encima de 450°C.

La soldadura fuerte no incluye el proceso conocido como latonado. EI latonado es un método para soldar con un metal de aporte de soldadura fuerte en el cual dicho metal de aporte se funde y deposita en surcos y filetes exactamente en los puntos en que se va a usar. La acción capilar no es un factor en ia distribución del metal de aporte; de hecho, durante el latonado puede haber una fusión limitada del metal base. El latonado se describirá con mayor detalle en una sección posterior.

La soldadura fuerte debe satisfacer tres criterios:

(1) Las piezas deben unirse sin fusión de los metales base. (2) El metal de aporte debe tener una temperatura de Iiquidos

mayor que 450°C (840°F). (3) EI metal de aporte debe mojar las superficies del metal base

y penetrar en la unión o mantenerse en ella por acción capilar.

Para lograr una buena unión empleando cualquiera de los diversos procesos de soldadura fuerte que se describirán en el presente capítulo, las piezas deberán limpiarse bien y protegerse con fundente o una atmósfera inerte durante el proceso de calentamiento para evitar una oxidación excesiva. Las piezas deben diseñarse de modo que cuando estén correctamente alineadas provean un capilar para el metal de aporte, y se debe escoger un proceso de calentamiento que mantenga la teinpera- tura de soldadura fuerte apropiada y distribuya debidamente el calor.

APLICACIONES EL PROCESO DE soldadura fuerte se usa para unir diversos materiales con numerosos propósitos. Si se emplea un diseño de unión adecuado, ia soldadura resultante puede funcionar mejor que los metales base que se unieron. En muchos casos conviene unir diferentes materiales a fin de obtener el beneficio máximo de ambos y producir una unión óptima desde el punto de vista de la efectividad de costos o de peso. Las aplicaciones de la soldadura fuerte abarcan todas las áreas de fabricación, desde juguetes baratos hasta motores de aviones de la más alta calidad y vehiculos aeroespaciales. Se usa la soldadura fuerte porque puede producir resultados que no siempre pueden obtenerse con otros procesos de unión. Las ventajas de la soldadura fuerte para la unión de componentes incliiyen lo siguiente:

(1) Es económica para ensambles complejos. (2) Es una forma sencilla de unir áreas de empalme grandes. (3) La distribución de esfuerzos y térmica es excelente. (4) Conserva los recubrimientos y revestimientos. (5) Puede unir materiales disímiles. (6) Permite unir metales y no metales. (7) Puede unir espesores muy diferentes. (8) Pennite unir piezas de precisión. (9) Las uniones requieren poco o ningún acabado.

(10) Se pueden unir.muchas piezas al mismo tiempo (procesamiento por lotes).

A lo largo de este capitulo, se ilustrará mediante ejemplos cuándo debe optarse por la soldadura fuerte, cómo debe diseñar- se ia unión y cómo seleccionar los materiales de soldadura fuerte idóneos para la aplicación individual.

VENTAJAS Y DESVENTAJAS DEL PROCESO AL IGUAL QUE cualquier proceso de unión, la soldadura fuerte tiene tanto ventajas como desventajas. Las ventajas varían con el método de calentamiento empleado, pero en general ia soldadura fuerte resulta muy económica cuando se realiza en lotes grandes. Un beneficio importante de la soldadura fuerte es la capacidad de desensainblar las uniones posteriormente. Tam-



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S O L D A D U R A F U E R T E 381

bién permite unir metales disímiles sin fundir íos metales base como se hace con otros métodos de unión. En muchos casos es posible unir varios cientos de piezas con muchos metros de uniones para soldadura fuerte en una sola operación. Si se utiliza una atmósfera protectora, las piezas se mantienen limpias y es factible utilizar el ciclo de tratamiento térmico como parte del cicio de soldadura fuerte.

Puesto que el proceso de soldadura fuerte emplea un metal fundido que fluye entre íos materiales que se van a unir, existe la posibilidad de interacciones con el metal líquido que sean desfavorables. Dependiendo de ias combinaciones de materiales en cuestión y del espesor de las láminas base, puede o no haber erosión del metal base. En muchos casos, la erosión puede tener poca importancia, pero al soldar en fuerte materiales muy cargados o delgados la erosión puede debilitar la unión y hacerla inapropiada para la aplicación propuesta. Además, la formación de fases quebradizas intermetálicas o de otro tipo puede hacer que la unión resultante tenga una ductilidad inaceptablemente baja.

Una desventaja de algunos de los procesos de soldadura fuerte manual es que se requieren técnicos altamente capacita- dos para realizar la operación. Esto es cierto sobre todo para la soldadura fuerte con soplete de gas cuando se emplea un metal de aporte de alto punto de fusión.

Pese a lo anterior, si el diseño de las uniones, el metal de aporte y el proceso elegido son los adecuados, será posible desarrollar una técnica de soldadura fuerte satisfactoria para la mayor parte de las aplicaciones en las que no es factible unir los materiales mediante un proceso de soldadura por fusión en virtud de consideraciones económicas o de resistencia mecánica.

PR I NCIPIOS DE FUNCIONAM I E NTO ELFLNJOCAPILAR es el principio físico dominante que garantiza una buena unión por soldadura fuerte en todos los casos en que el metal de aporte fundido moja ambas superficies de empalme. La unión deberá espaciarse de modo que permita una acción capilar eficiente y ia resultante coalescencia. En términos más específicos, la capilaridad es un resultado de la tensión superficial entre el o los metales base y el metal de aporte, protegido por un fundente o una atmósfera, y promovido por el ángulo de contacto entre el metal base y el metal de aporte. En la práctica,

en el flujo del metal de aporte de soldadura fuerte influyen consideraciones dinámicas que atañen ia fluidez, ia viscosidad, ia presión de vapor, la gravedad y sobre todo los efectos de las reacciones metalúrgicas entre el metal de aporte y el metal base.

La unión de soldadura fuerte típica tiene un área relativamente grande y una separación muy angosta. En la aplicación de soldadura fuerte más simple, las superficies que se van a unir se limpian para eliminar contaminantes y óxidos, y luego se recubren con fundente. Un fundente es un material capaz de disolver los óxidos metálicos sólidos y además evitar una nueva oxidación. En seguida se calienta el área de la unión hasta que el fundente se derrite y limpia los metales base, mismos que quedan protegidos contra una oxidación adicional por la capa de fundente líquido.

En seguida, el metal de aporte se funde en algún punto de la superficie del área de unión. La atracción capilar entre el metal base y el metal de aporte es mucho mayor que aquella entre el metal base y el fundente; por tanto, el metal de aporte desplaza al fundente. Al enfriarse la unión hasta la temperatura ambiente, quedará llena de metal de aporte sólido, y el fundente solidificado se encontrará en la periferia de la unión.

Las uniones que se van a soldar en fuerte por lo regular s e preparan con separaciones de 0.025 a 0.25 mm (0.001 a 0.01 pulg); por ello, ia fluidez de metal de aporte es un factor importante. Una fluidez elevada es una característica deseable en los metales de aporte para soldadura fuerte, ya que ia acción capilar podría ser insuficiente para atraer un metal de aporte viscoso a una unión que embona íntimamente.

En ocasiones, ia soldadura fuerte se realiza mediante el uso de un gas activo como el hidrógeno, un gas inerte o vacío. La soldadura fuerte con atmósfera elimina ia necesidad de una limpieza posterior y asegura la ausencia de un residuo corrosivo de fundente minerai. Los aceros ai carbono, los aceros inoxidables y los componentes de superaleaciones se procesan ampliamente en atmósferas de gases reaccionados, hidrógeno seco, amoniaco disociado, argón o vacío. Se emplean grandes homos al vacío para soldar en fuerte zirconio, titanio, aceros inoxidables y los metales refractarios. Si se emplean buenos procedimientos de procesamiento, también es posible soldar en fuerte en homo al vacío aleaciones de aluminio, con excelentes resultados.

La soldadura fuerte resulta económicamente atractiva para la producción de uniones metalúrgicas de alta resistencia mecánica en ias que se conservan las propiedades deseables del metal base.

PROCESOS DE SOLDADURA FUERTE SE ACOSTUMBRA DESIGNAR los procesos de soldadura fuerte de acuerdo con las fuentes o los métodos de calentamiento. Los métodos que actualmente gozan de importancia industrial son los siguientes:

(1) Soldadura fuerte con soplete. (2) Soldadura fuerte en homo. (3) Soldadura fuerte por inducción. (4) Soldadura fuerte por resistencia. (5) Soldadura fuerte por inmersión. (6) Soldadura fuerte al infrarrojo.

Sea cual sea el proceso empleado, el metal de aporte tendrá un punto de fusión por encima de los 45OOC ( 8 4 O O F ) pero menor que el del metal base, y se extenderá dentro de la unión por acción capilar.

SOLDADURA FUERTE CON SOPLETE LA SOLDADURA FUERTE con soplete se lleva a cabo calentando con uno o más sopletes de gas.' Dependiendo de la temperatura

1. EI capitulo 11 contiene información sobre los sopletes de gas que se usan para soldadura autógena y soldadura fuerte.



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382 S O L D A D U R A F U E R T E

y de la cantidad de calor requerida, el gas combustible (acetileno, propano, gas municipal, etc.) se puede quemar con aire, aire comprimido u oxígeno. La soldadura fuerte manual con soplete se ilustra en la figura 12.1.

Los sopletes de aire-gas natural son los que producen la temperatura de flama más baja y también el mínimo de calor. El acetileno a presión se usa en el soplete de aire-acetileno con aire a presión atmosférica. Se pueden usar con provecho tanto sopletes de aire-gas natural como de aire-acetileno para soldar piezas pequeñas y secciones delg-d a as.

Los sopletes que usan oxígeno y gas natural u otros gases de cilindro (propano, butano) tienen temperaturas de flama más altas. Si se aplican con una flama neutral o levemente reductora, es posible obtener excelentes resultados en muchas aplicaciones de soldadura fuerte.

Los sopletes de oxihidrógeno se usan mucho para la soldadura fuerte de aluminio y aleaciones no ferrosas. Lo bajo de la temperatura reduce ia posibilidad de sobrecalentar el ensamble durante la soldadura fuerte. Un exceso de hidrógeno ayuda a limpiar y proteger la unión.

Se pueden usar con provecho sopletes de diseño especial con múltiples puntas o múltiples flamas a fin de incrementar la tasa de aporte de calor. Hay que evitar el sobrecalentamiento local teniendo cuidado de mover constantemente el soplete sobre el trabajo.

Para la soldadura fuerte manual con soplete, éste puede equiparse con una sola punta, que puede ser de una o varias flamas. La soldadura fuerte manual con soplete resulta especialmente útil para unir ensambles con secciones de masa desigual.

Figura 12.1-Soldadura fuerte manual con soplete

Es posible configurar operaciones mecanizadas, si la tasa de producción lo justifica, empleando uno o más sopletes equipados con puntas de una o varias flamas. La máquina puede diseñarse de modo que mueva el trabajo o bien los sopletes, o ambas cosas. Si se emplean flamas de gas municipal y aire premezclados, se utiliza un mechero del tipo refractario.

El calentamiento con soplete para soldadura fuerte sólo puede usarse con metales de aporte acompañados de fundente o con autofundente. Esta lista incluye aluminio-silicio, plata, cobre- fósforo, cobre-cinc y níquel. Con excepción de los metales de aporte de cobre-fósforo, todos requieren fundente. En ciertas aplicaciones incluso los metales de aporte de cobre-fósforo autofundentes requieren fundente adicional, como se indica en ia tabla 12.1.

El metal de aporte puede colocarse previamente en la unión y cubrirse con fundente antes del calentamiento, o alimentarse en el punto de aplicación de la flama. Primero se aplica calor a la unión y se derrite el fundente, seguido por el metal de aporte que entonces fluye al interior de la unión. Es preciso evitar el sobrecalentamiento del metal base y dei metal de aporte, ya que este último podría difundirse con rapidez y salir de la unión bajo la acción de ia gravedad. El gas natural es adecuado para ia soldadura fuerte con soplete porque la temperatura relativamente baja de su flama reduce el peligro de sobrecalentamiento.

El metal de aporte para soldadura fuerte puede colocarse previamente en la unión en forma de anillos, rondanas, tiras, cilindros o polvos, o puede alimentarse a mano, generalmente en fonna de alambre o varilla. En todos los casos, la limpieza y el uso del fundente correcto son esenciales.

Las técnicas de soldadura fuerte con soplete difieren de las que se usan en la soldadura con gas oxicoinbustible. Los operadores que sólo tienen experiencia con la soldadura autógena tal vez requieran capacitación en técnicas de soidadura fuerte. Por ejemplo, es práctica recomendable evitar que el cono interior de la flama entre en contacto con la unión excepto durante el precalentamiento, ya que la fusión del metal base y la dilución del metal de aporte puede elevar la temperatura de cambio a fase líquida (liquidus) y hacer más viscoso el flujo. Además, existe la posibilidad de sobrecalentar el fundente y nulificar su capacidad para promover el flujo capilar, y de que se evaporen algunos constituyentes de bajo punto de fusión del metal de aporte.

SOLDADURA FUERTE EN HORNO LA SOLDADURAFUERTE en homo, que se ilustra en la figura 12.2, se usa mucho cuando ( I ) las piezas que se van a soldar pueden preensainblarse o sostenerse en la posición correcta por medio de guías, (2) el metal de aporte puede colocarse en contacto con la unión, (3) se van a formar simultáneamente varias uniones por soldadura fuerte, (4) se van a unir muchos ensambles similares y (5) hay necesidad de calentar de manera uniforme piezas complejas a fin de evitar la distorsión que resultaría de un Calentamiento local dei área de unión.

Se recomienda usar para soldadura fuerte homos eléctricos, de gas o de petróleo con un control automático capaz de mantener la temperatura con una variación máxima de ?60°C (? 10°F). Es preciso incluir fundentes o atmósferas especialmente controladas que realicen las funciones de los fundentes.

Las piezas que se van a soldar se deben eiisamblar con el metal de aporte -y el fundente, si se usa- colocado dentro de la



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Tabla 12.1 Clasificación de fundentes para soldadura fuerte con metales de aporte para

soldadura fuerte o latonado

Clasificación' Forma Tipo de metal de aporte FB1 -A Polvo BalSi FB1 -B Polvo BalSi FB1 -C Polvo BalSi

FB3-A Pasta BAg y BCuP FB3-C Pasta BAg y BCuP FB3-D Pasta BAg, BCu, BNi, BAU, y RBCuZn FB3-E Líquido BAg y BCuP FB3F Polvo BAg y BCuP FB3G Suspensión BAg y BCuP FB3-H Suspensión BAg FB3-I Suspensión BAg, BCU, BNi, BAU, y RBCuZn FB3-J Polvo BAg, BCU, BNi, BAU, y RBCuZn FB3-K Líquido BAg y RBCuZn FB4-A Pasta BAg y BCuP

FB2-A Polvo BMg

Intervalo de temperaturas de actividad

O F OC 1080-1 140 580-61 5 1040-1 140 560-61 5 1000-1 140 540-61 5 900-1 150 480-620

1050-1 600 565-870 1050-1 700 565-925 1400-2200 760-1 205 1050-1 600 565-870 1200-1 600 650-870 1050-1 600 565-870 1050-1 700 565-925 1400-2200 760-1 205 1400-2200 760-1 205 1400-2200 760-1 205 1 100-1 600 595-870

EI fundente 38 que aparecia en la terceraedición del Manual de soldadura fuerte, 1976, ha sido descontinuado. EI tipo 38 se ha dividido en los tipos FB3C y FB3D. Nota: La selección de una designación de fundente para un tipo especifico de trabajo se puede basar en la forma, el tipo de metal de aporte y la descripción de esta tabla, pero la información aquí presentada generalmente no basta para seleccionar el fundente correcto. Si desea mayor información, consulte la edición más reciente del Manual de soldadura fuerte.

unión o junto a ella. EI metal de aporte precolocado puede venir en forma de alambre, papel metálico, limaduras, cilindros, polvo, pasta o cinta. EI ensamble se calienta en el homo hasta que las piezas alcanzan la temperatura de soldadura fuerte y se efectúa la unión. A continuación se retira el ensamble. Los pasos del proceso se muestran en la figura 12.2. Existen muchos fundentes comerciales para operaciones de soldadura fuerte tanto generales como específicas. Se obtienen resultados satisfactorios si se rocía fundente seco en polvo a lo largo de la unión. En la mayor parte de los casos la pasta de fundente es adecuada, pero en algunos retarda el flujo de la aleación de aporte. Las pastas de fundente que contienen agua se pueden secar calentando el ensamble a 175 o 200°C (350 o 400°F) durante 5 a 15 minutos en estufas de secado u homos con circulación de aire.

El tiempo de soldadura dependerá hasta cierto punto del espesor de las piezas y de la masa de las fijaciones que se necesiten para posicionarlas. EI tiempo de soldadura deberá ser el mínimo necesario para que el inetal de aporte fluya al interior de la unión, a fin de evitar una interacción excesiva entre el metal de aporte y el metal base. Normalmente bastan uno o dos minutos a la temperatura de soldadura fuerte para fonnar la unión. Un tiempo inás largo a la temperatura de soldadura fuerte puede resultar benéfico en los casos en que es preciso elevar el punto de refusión del metal de aporte, o en los que la difusión mejora la ductilidad y la resistencia mecánica de la unión. Es frecuente usar tiempos a la temperatura de soldadura fuerte de 30 a 60 minutos cuando se desea elevar el punto de refusión de la unión soldada.

Los homos que se emplean para soldadura fuerte se clasifican como ( I ) de lotes, ya sea con aire o atmósfera controlada, ( 2 )

continuos, ya sea con aire o atmósfera controlada, (3) de retorta con atmósfera controlada o (4) de vacío. En la figura 12.3 se muestra un homo para soldadura fuerte a alta temperatura y alto vacío, con tablero de control y carro de carga. Casi todos los homos para soldadura fuerte cuentan con un control de temperatura del tipo de potenciómetro conectado a termopares y válvulas de control de gas o contactores. La mayor parte de los hornos se calienta por resistencia eléctrica empleando elementos de calefac- ción de carburo de silicio, níquel-cromo o un metal refractano (Mo, Ta, W). Si se usa una flama de gas o petróleo para calentar, la flama no debe incidir directamente sobre las piezas.

En los homos de atmósfera controlada se debe mantener un flujo continuo del gas protector en la zona de trabajo a fin de evitar la contaminación por los gases que pudieran generarse por desgasificación de las piezas metálicas o disociación de los óxidos. Si la atmósfera controlada es inflamable o tóxica, se requerirá una ventilación adecuada del área de trabajo y protec- ción contra explosiones.

Los homos del tipo de lotes calientan cada carga de trabajo individualmente. Pueden ser del tipo de carga por arriba (tipo de foso), de carga lateral o de carga por abajo. Si el homo desciende sobre el trabajo, recibe el nombre de horno de canzpana. Los homos por lotes que usan flamas de gas o petróleo para calentar y que no tienen retortas requieren la aplicación de fundente a las piezas por soldar. Los homos por lotes de calefacción eléctrica a inenudo están equipados para soldadura fuerte con atmósfera controlada, ya que los elementos de calentamiento por lo regular pueden funcionar en la atmósfera controlada.

Los homos continuos reciben un flujo constante de ensambles por soldar. La fuente de calor puede consistir en flamas de



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Figura 12.2-Ilustración de una operación de soldadura fuerte en horno

gas o petróleo, o en elementos de calefacción eléctricos. Las piezas atraviesan el homo ya sea individualmente, en bandejas o canastas. Con frecuencia se usan homos continuos con banda transportadora (de malla de alambre o de rodillos), de obra vibra- toria, de empujador o de ranura para soldadura fuerte de alta pro- ducción. Los homos continuos por lo regular cuentan con un área de precalentamiento o de purgado en la que entran primero ias piezas. En esta área, las piezas se llevan lentamente a una temperatura por debajo de la temperatura de soldadura fuerte. Si se usa atmósfera protectora en la zona de soldadura fuerte, también fluye sobre las partes y alrededor de ellas en la zona de precalentamiento, bajo presión positiva. El flujo de gas elimina el aire atrapado e inicia la reducción de los óxidos superficiales. Cuando llegan a la zona de enfriamiento, las piezas arrastran una estela de gas protector.

Los homos tipo retorta son homos de lotes en los que los ensambles se colocan en una retorta sellada para soldarlos. EI aire de la retorta se purga con gas de atmósfera controlada y la retorta se coloca en el homo. Una vez soldadas las piezas, la retorta se saca del homo, se enfría y se purga de atmósfera controlada. A continuación se abre la retorta y se sacan los ensambles soldados. En ocasiones se emplea una atmósfera protectora dentro de los homos de alta temperatura para reducir ias incrustaciones extemas en las retortas.

La soldadura fuerte en homo al vacío se utiliza mucho en los campos aeroespacial y nuclear, cuando se unen metales reactivos o cuando el atrapamiento de fundente sería intolerable. Si el vacío se mantiene con bombeo continuo, eliminará los constituyentes volátiles que se liberen durante la soldadura.

Ei equipo ai vacío se está empleando mucho para soldar en fuerte aceros inoxidables, superaleaciones, aleaciones de alum- nio, aleaciones de titanio y metales que contienen elementos refractarios o reactivos. El vacío es una ?atmósfera? relativamente económica que evita la oxidación al eliminar el aire dei entorno del ensamble. De todos modos se requiere limpieza superficial para que el metal de aporte moje y fluya como es

debido. Los metales base que contienen cromo y silicio se pueden soldar en fuerte al vacío. Los metales base que por lo general sólo pueden soldarse al vacío son los que contienen proporciones apreciables de aluminio, titanio, zirconio u otros elementos con óxidos particulamente estables. Con todo, es preferible usar una barrera chapeada de níquel para obtener una calidad óptima.

Los homos para soldadura fuerte al vacío son de tres tipos:

(1) Retorta caliente, u horno de retorta de bombeado Único. Se trata de una retorta sellada, por io regular de metal bastante grueso. La retorta con el trabajo adentro se sella, evacua y calienta por el exterior con un homo. Casi todos los trabajos de soldadura fuerte requieren un bombeo continuo durante todo el cicio de calentamiento a fin de eliminar todos los gases despedidos por la carga de trabajo. Los homos son de flama de gas o eléctricos. EI tamaño de la retorta y su temperatura de operación máxima están limitados por la capacidad de la retorta para resistir la fuerza de colapso de ia presión atmosférica a la temperatura de soldadura fuerte. La temperatura máxima para los homos de soldadura fuerte de este tipo es del orden de 1 150°C (2 100°F).

A menudo se introduce argón, nitrógeno u otro gas a la retorta a fin de acelerar el enfriamiento después de soldar.

(2) Retorta caliente de bombeo doble o de doble pared. El homo típico de este tipo tiene una retorta intema que contiene el trabajo, dentro de una pared exterior o cámara de vacío. También dentro de la pared exterior se encuentran el aislamiento térmico y los elementos de calentamiento eléctricos. En esta zona (dentro de la pared exterior) se mantiene una presión más o menos reducida, por lo regular de 1 .O a O. 1 torr (133 a 13.3 Pa), y una presión mucho más baja por debajo de torr (1.3 Pa)- dentro de la retorta intema. Una vez más, casi siempre se requiere un bombeo de vacío continuo de la retorta intema durante todo el ciclo de calentamiento a fin de eliminar los gases despedidos por la carga de trabajo.



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Figura 12.3-Horno para soldadura fuerte de alta temperatura y alto vacío con tablero de control y carro para carga

En este tipo de homo, los elementos de calefacción y el aislainiento ténnico no se someten al alto vacío. Los elementos de calentamiento suelen ser de una aleación níquel-cromo, de grafito, de acero inoxidable o de carburo de silicio. EI aislainien- to témiico por lo regular consiste en tabiques de silica o alúmina, o de materiales colables o fibrosos.

(3) Horno al vacío de pored fría. Un homo al vacío de pared fría típico tiene una sola cámara de vacío, con el aislamiento ténnico y los elementos eléctricos de calefacción situados dentro de la cáinara, la cual por lo regular cuenta con enfriamiento por agua. La temperatura máxinia de operación está detenniriada por los materiales que se emplean para el aislamiento ténriico (el

escudo de calor) y los elementos de calefacción, que se someten al alto vacío y a la temperatura de operación de la cámara.

Los eleinentos de calentamiento para los hornos de pared fria suelen ser de materiales de muy alto punto de fusión con presión de vapor baja, como el molibdeno, tungsteno, grafito o tantalio. Los escudos de calor por lo regular se fabrican con múltiples capas de inolibdeno, taritalio, níquel o acero inoxidable. El aislamiento térmico puede consistir en tabiques de alúmina de alta pureza, grafito o fibras de alúiniiia forradas de acero inoxidable. La temperatura de operación máxima y el vacío que pueden obteiierse con los homos de pared fría dependen del material de los elementos de calefacción y del aislamiento



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térmico o de los escudos de calor. Es posible alcanzar temperaturas de hasta 2200°C (4000°F) y presiones tan bajas como torr (1.33 x Pa).

Los tres tipos de homos tienen configuraciones que incluyen las de carga lateral (horizontal), de carga por abajo y de carga por amba (tipo foso). Las zonas de trabajo por lo regular son rectangulares en el caso de los homos de carga lateral y circulares para los de carga por abajo o por amba.

Las bombas de vacío para los homos de soldadura fuerte pueden ser del tipo mecánico con sello de aceite para presiones de 0.1 a 10 torr (1.3 a 1300 Pa). La soldadura fuerte de metales base que contienen cromo, silicio u otros materiales que forman óxidos resistentes por lo regular requieren presiones de a

torr (1.3 a 0.13 Pa) que se obtienen de preferencia con una bomba Roots seca de alta velocidad o de tipo turbomecánico. Las bombas de vacio de este tipo no pueden trabajar con escape directo a la atmósfera y requieren una bomba de prevacío.

Para la soldadura fuerte de materiales base que contienen proporciones apreciables de aluminio, titanio o zirconio, los cuales forman óxidos muy estables, se necesita vacío de torr (O. 13 Pa) o menos. Los homos al vacío para tales trabajos por lo regular requieren una bomba de difusión capaz de alcanzar presiones de torr (1.3 a 0.0001 Pa). La bomba de difusión debe estar respaldada por una bomba de vacío mecánica o por una bomba tipo Roots respaldada a su vez por una bomba mecánica.

a

SOLDADURA FUERTE POR INDUCCIÓN EL CALOR PARA soldar por este proceso se obtiene de una comente eléctrica inducida en las piezas que se van a unir; de ahí el nombre de soldadura fuertepor inducción. En este tipo de soldadura fuerte, las piezas se colocan dentro o cerca de una bobina enfriada por agua que transporta comente alterna. Las piezas por calentar no forman parte del circuito eléctrico, sino que actúan como secundario en cortocircuito de un transformador del cual la bobina de trabajo, que está conectada a la fuente de potencia, es el primario. Tanto en las piezas magnéticas como en las no magnéticas, el calentamiento se debe a la resistencia de las piezas a las corrientes que la acción de transformador induce en ellas (véase la figura 12.4).

EI metal de aporte de soldadura fuerte se coloca previamente en la unión. Se requiere un diseño cuidadoso de la unión y de la configuración de la bobina para asegurar que las superficies de todos los miembros de la unión alcancen la temperatura de soldadura fuerte al mismo tiempo. Se utiliza fundente excepto cuando se introduce una atmósfera especial que desempeña la misma función.

Las frecuencias para la soldadura fuerte por inducción generalmente varían entre 10 y 450 kHz. Las frecuencias más bajas se obtienen con generadores de estado sólido, y las más altas, con osciladores de tubos de vacío. Los generadores de inducción se fabrican con capacidades desde un kilowatt hasta varios cientos de kilowatts de salida. Los diversos disefios de bobinas de inducción se ilustran en la figura 12.5. Un generador puede usarse para energizar varias estaciones de trabajo individuales en secuencia, empleando un interruptor de transferencia, o bien los ensambles retenidos con fijaciones se pueden indizar o procesar secuencialmente por una bobina tipo transportador y así calentarse hasta la temperatura de soldadura fuerte.

TUBOS DE ACERO INOXIDABLE

I NOXI DABLE

Figura 12.4-Unión en tubos de acero inoxidable hecha mediante soldadura fuerte por inducción en una

atmósfera controlada. Obsérvese la colocación de la unión en la bobina de inducción

La soldadura fuerte por inducción se emplea cuando se requiere un calentamiento muy rápido. El tiempo de procesamien- to por lo regular es del orden de segundos cuando se manejan grandes cantidades de piezas en forma automática. Este tipo de soldadura fuerte se ha utilizado ampliamente para fabricar productos industriales y de consumo; ensambles estructurales; productos eléctricos y electrónicos; herramientas de minería, má- quinas herramienta y herramientas manuales; equipo militar y armamentos, y ensambles aeroespaciales. En la figura 12.6 se muestra una aplicación aeroespacial de la soldadura fuerte por inducción al vacio.

Los ensambles se pueden unir mediante soldadura fuerte por inducción en una atmósfera controlada colocando los componentes y la bobina en una cámara no metálica, o colocando la cámara y el trabajo dentro de la bobina. La cámara puede ser de cuarzo Vycor o de vidrio templado. En la figura 12.7 se muestra una fijación de campana de cristal de dos estaciones de este tipo.

SOLDADURA FUERTE POR RESISTENCIA EL CALOR NECESARIO para la soldadura fuerte por resistencia se obtiene del flujo de una corriente eléctrica a través de los electrodos y de la unión que se va a soldar. Las piezas que forman la unión se convierten en parte del circuito eléctrico. El metal de aporte de soldadura fuerte, en alguna foma que resulte conveniente, se coloca previamente en la unión o se alimenta durante la soldadura. La aplicación de fundente se hace con la debida consideración de la conductividad de los fundentes. (La mayor parte de los fundentes son aislantes cuando están secos.) Se utiliza fundente siempre que no se introduzca especificamente



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BOBINA EXTERNA

RECTANGULAR MOLDEADA ESPIRAL-HELICOIDAL

DISCO INTERNA

ANILLO DE ALEACIÓN DE SOLDADURA FUERTE

SOLDADURA

SOLDADURA FUERTE

Fiaura 12.5-Bobinas v dacas titicas Dara soldadura fuerte Dor inducción

una atmósfera que realice la misma función. Las partes por soldar se sostienen entre dos electrodos y se aplica una presión y una corriente adecuadas. La presión deberá mantenerse hasta que la unión se haya solidificado. En algunos casos, ambos electrodos pueden estar en el mismo lado de la unión, con un respaldo apropiado que mantenga la presión necesaria.

El metal de aporte de soldadura fuerte se aplica previamente en forma de alambre, calzas, rondanas, anillo, polvo o pasta. En unos cuantos casos es posible la alimentación durante la soldadura. En el caso del cobre y sus aleaciones, los metales de aporte de cobre-fósforo son los más satisfactorios, ya que son autofundentes. Es factible usar metales de aporte con base de plata, pero se requerirá un fundente o una atmósfera protectora. Los fundentes húmedos por lo regular se aplican en forma de una mezcla muy aguada justo antes de colocar el ensamble en la fijación para soldadura fuerte. No se usan fundentes secos porque son aislantes y no permiten el paso de suficiente comente.

Las piezas por soldar deben estar limpias. Ellas, junto con el metal de aporte y el fundente, se ensamblan y colocan en la fijación, y se aplica presion. Conforme fluye la corriente, los electrodos se calientan, a menudo hasta la incandescencia, y el fundente y el metal de aporte se derriten y fluyen. La corriente deberá ajustarse a un nivel tal que se logre un calentamiento rá- pido y uniforme de las piezas. Si hay sobrecalentamiento se corre el riesgo de oxidar o fundir el trabajo, y los electrodos se deterio- rarán. Si la corriente es muy baja, se prolongará el tiempo de soldadura. La mejor combinación de calentamiento rápido con una vida útil razonablemente larga de los electrodos se detenni- na experimentando con diferentes composiciones de electrodos, geometrías y voltajes.

El enfriamiento rápido desde una temperatura elevada (extim ción) de las piezas facilitará la eliminación del fundente. EI ensamble soldado primero deberá enfriarse lo suficiente para que la soldadura fuerte pueda mantener unidas las piezas. Si se sueldan conductores con aislante, puede ser aconsejable extinguir rápidamente las piezas mientras están todavía en los electrodos

a fin de evitar el sobrecalentamiento del aislante adyacente. Las abrazaderas enfriadas por agua evitan los daños al aislante.

La soldadura fuerte por resistencia tiene aplicación sobre todo en uniones que tienen una configuración relativamente simple. Es difícil lograr una distribución uniforme de la corriente, y por tanto un calentamiento uniforme, si el área que se va a soldar es grande o discontinua, o desporporcionada en una di- mensión. Las piezas por soldar deben diseñarse de modo que sea posible aplicarles presión a la temperatura de soldadura fuerte sin distorsionarlas. Siempre que sea posible, las piezas deberán diseñarse de modo que una anide en la otra, ya que esto elimina la necesidad de elementos dimensionales en las fijaciones. Tam- bién es recomendable que las piezas puedan moverse libremente conforme el metal de aporte se funda y penetre en la unión.

El equipo consiste en tenazas o abrazaderas con los electrodos sujetos en el extremo de cada brazo. De preferencia, las tenazas deberán estar enfriadas por agua, a fin de evitar el sobrecalentamiento. Los brazos son conductores portadores de corriente que se conectan mediante cables a un transformador.

Una fuente de corriente común para soldadura fuerte por resistencia es un transformador reductor cuyo circuito secundario puede proporcionar suficiente corriente a un voltaje bajo (2 a 25 V). La corriente variará entre 50 A en el caso de trabajos pequeños y delicados hasta varios miles de amperes para trabajos más grandes. El equipo para soldadura fuerte de resistencia está disponible comercialmente.

Los electrodos para soldadura fuerte por resistencia se fabrican con conductores eléctricos de alta resistencia, como los bloques de grafito o de carbón, las varillas de tungsteno o molibdeno, o incluso acero en algunos casos. El calor para la soldadura fuerte se genera principalmente en los electrodos y fluye hacia el trabajo por conducción. En general no resulta satisfactorio usar la resistencia de las piezas de trabajo como única fuente de calor.

La presión aplicada con una máquina para soldadura de puntos, prensas, pinzas u otro mecanismo debe ser suficiente



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Figura 12.6-Ejemplo de soldadura fuerte por inducción al vacío. Se está uniendo una base de desgaste a un aspa de compresor de titanio



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Método de baño de metal fundido ESTE MÉTODO POR lo regular está limitado a la soldadura fuerte de ensambles pequeños, como las conexiones de alambres o tiras metálicas. Un crisol, generalmente de grafito, se calienta externamente hasta la temperatura requerida para mantener el metal de aporte de soldadura fuerte en estado fluido. Una capa de fundente cubre el metal de aporte fundido. El tamaño del baño fundido (crisol) y el método de calentamiento deben ser tales que la inmersión de las piezas en el baño no baje la temperatura de este último por debajo de la temperatura de soldadura fuerte. Las piezas deberán estar limpias y protegidas con fundente antes de introducirse en el baño. Los extremos de los alambres o las piezas deberán mantenerse firmemente juntos desde que se saquen del baño hasta que el metal de aporte se haya solidificado por completo.

Método de bano de quimics (fundente) fundido

Figura 12.7-Disposición de producción para unir por soldadura fuerte de inducción en una atmósfera

controlada o vacío. Se muestra la fijación de campana de cristal de estación doble, el generador de inducción,

la base móvil, los controles del generador y del gas y los soportes para facilitar el movimiento vertical de la

campana

para mantener un buen contacto eléctrico y unir finnemente las piezas durante la fusión del metal de aporte. La presión debe mantenerse durante el tiempo en el rye fluye la comente y después de que ésta se interrumpe, hasta que la unión se solidifica. La duración del flujo de corriente variará entre cerca de un segundo para trabajos pequeños y delicados hasta vanos minutos para trabajos más grandes. Por lo regular, el operador controla este tiempo, quien determina si ya se completó la soldadura fuerte con base en la temperatura y el flujo del metal de aporte fundido.

SOLDADURA FUERTE POR INMERSIÓN DOS MÉTODOS DE soldadura fuerte por inmersión son la soldadura fuerte por inmersión en baño de metal fundido y la soldadura fuerte por inmersión eii baño de químico (fundente) fundido.

ESTE METODO DE soldadura fuerte requiere un recipiente metá- lico o de cerámica para el fundente y un mecanismo para calentar el fundente hasta la temperatura de soldadura fuerte. EI calor puede aplicarse externamente con un soplete o internamente con un elemento de calefacción por resistencia eléctrica. Un tercer método implica el calentamiento por resistencia eléctrica del fundente mismo; en este caso, el fundente debe derretirse primero mediante calentamiento externo. Se dispone de controles apropiados para mantener el fundente dentro del intervalo de temperaturas de soldadura fuerte. El tamaño del baño debe ser tal que la inmersión de las piezas que se van a soldar no enfríe el fundente por debajo de la temperatura de soldadura fuerte (véase la figura 12.8).

Las piezas deberán limpiarse, ensamblarse y de preferencia sujetarse con guias antes de sumergirlas en el baño. EI metal de aporte de soldadura fuerte se coloca previamente en forma de anillos, rondanas, barras, pasta o como revestimiento sobre el metal base. Puede requenrse precalentamiento para asegurar que las piezas estén secas y evitar la congelación de fundente en las piezas, lo que podría causar una fusión selectiva del fundente y

UNIÓN SOLDADA

LAMINA PARA SOLDADURA FUERTE \ II Il /

Figura 12.8-llus6ación dela soldadura fuerte p o r inmersión en baño químico



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el metal de aporte de soldadura fuerte. Las temperaturas de precalentamiento por lo regular son cercanas al punto de fusión del fundente. Una cierta cantidad de fundente queda adherida al ensamble soldado. EI fundente derretido debe escurrir de las piezas mientras éstas están calientes. El fundente que permanezca en las piezas frías deberá eliminarse con agua o agentes químicos.

SOLDADURA FUERTE AL INFRARROJO LA SOLDADURA FUERTE al infrarrojo puede considerarse como una variación de la soldadura fuerte en homo en la que el calor se suministra por radiación luminosa de onda larga. El calentamiento se produce por la radiación invisible de lámparas de cuarzo de alta intensidad capaces de proporcionar hasta 5000 watts de energía radiante. El aporte de calor varía en proporción inversa con el cuadrado de la distancia de la fuente, pero no es usual que las lámparas se moldeen de modo que sigan el contorno de las piezas que se van a calentar. Se usan reflectores concentradores para enfocar la radiación sobre las piezas.

Si es preciso soldar al vacío o con protección de gas inerte, el ensamble y las lámparas se colocan en una campana de cristal o retorta que pueda evacuarse o llenarse con gas inerte. En seguida se calienta la unidad hasta una temperatura controlada, indicada por termopares. La figura 12.9 muestra una disposición para soldadura fuerte al infrarrojo. La pieza se lleva a las platinas de enfriamiento una vez soldada.

PROCESOS ESPECIALES Soldadura fuerte con manto ENLA SOLDADURA fuerte con manto se emplea un manto caien- tado por resistencia; el calor se transfiere a las piezas por con- ducción y radiación, pero principalmente por radiación.

DE CUARZO

PLATINAS D ENFRIAMIENTO

Figura 12.9-Equipo para soldadura fuerte al infrarrojo

SOLDADURA FUERTE EXOTÉRMICA LA SOLDADURA FUERTE exotémiica es un proceso especial que calienta un metal de aporte comercial mediante una reacción química exotérmica en estado sólido. Dicha reacción genera calor por la energía libre que liberan los reactivos. La naturaleza ofrece un sinnúmero de reacciones exotérmicas metal-óxido de metal en estado sólido o semisólido que pueden servir para unir piezas por soldadura fuerte exotémiica.

En la soldadura fuerte exotérmica se emplea herramental y equipo simplificado. El calor de la reacción lleva las zonas de unión de los metales adyacentes hasta una temperatura en la que el metal de aporte previamente colocado se funde y moja las superficies del metal base. Varios metales de aporte comerciales para soldadura fuerte poseen una temperatura de flujo apropiada. El proceso sólo está limitado por el espesor del metal base y el efecto del calor de soldadura fuerte o de cualquier tratamiento térmico previo sobre las propiedades del metal.

AUTOMATIZACIÓN DE LA SOLDADURA FUERTE LAS VARIABLES IMPORTANTES que intervienen en la soldadura fuerte son la temperatura, el tiempo de permanencia en la temperatura, el metal de aporte y la atmósfera. Otras variables son el embonamiento de las uniones, la cantidad de metal de aporte y la tasa y el modo de calentamiento. Todas estas características pueden automatizarse.

El calentamiento con sopletes para soldadura autógena puede ser automático. Lo mismo puede decirse de la soldadura fuerte en homo (p. ej., al vacío o con atmósfera protectora), la soldadura fuerte por resistencia, la soldadura fuerte por inducción, la soldadura fuerte por inmersión y la soldadura fuerte al infrarrojo. En general, la cantidad de calor que se suministra a la unión se automatiza controlando la temperatura y el tiempo que el trabajo permanece a esa temperatura.

El metal de aporte para soldadura fuerte se puede colocar previamente en las uniones durante el ensamble de los componentes, o alimentarse automáticamente a las uniones cuando ya alcanzaron la temperatura de soldadura fuerte. EI fundente puede aplicarse de la misma forma.

La automatización puede incluir además inspección y limpieza (eliminación de fundente) en línea, soldadura fuerte simultá- nea de múltiples uniones de un ensamble y operaciones de soldadura fuerte continuas.

En general, cuanto mayor sea el grado de automatización de un proceso, más rigurosa deberá ser su justificación económica. Por lo regular, el mayor costo de la automatización se compensa con el aumento en la productividad. En el caso de la soldadura fuerte, bien puede haber la justificación adicional del ahorro de energía por el calentamiento más eficiente de las uniones.

Básicamente, las principales ventajas de la soldadura fuerte son las siguientes:

(1) Altas tasas de producción. (2) Productividad elevada de los trabajadores. (3) Ahorro de metal de aporte. (4) Consistencia de los resultados. (5) Ahorro de energía. (6) Adaptabilidad y flexibilidad.



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La soldadura fuerte manual con soplete, sin grado alguno de automatización, es la técnica de soldadura fuerte más sencilla, pero tiene justificación económica. En primer lugar, el operador puede ver la unión que está soldando y ajustar el proceso con base en sus observaciones. Segundo, el calor se dirige sólo al área de la unión. Siempre que los costos de energía representan una frac- ción importante del costo de una unión soldada, ésta es una consideración importante.

Pese a lo anterior, la soldadura fuerte con soplete es de mano de obra intensiva y baja productividad. Un homo de banda continua incrementa la productividad pero no permite la inspec-

ción en línea y reduce la eficiencia energética porque se calienta todo el ensamble.

Las máquinas de soldadura fuerte automática mejoran la técnica de soplete. Por lo regular, el calor se dirige exclusivamente al área de la unión con uno o más sopletes. Se puede obtener efectos similares mediante calentamiento inductivo. Una máquina típica cuenta con mecanismos de ensamblado y fijación, aplicación automática de fundente, precalentamiento (si se necesita), soldadura fuerte, extinción con aire o agua, retiro de las piezas e inspección.

METALES DE APORTE PARA SOLDADURA FUERTE

CARACTERkTICAS LOS METALES DE aporte para soldadura fuerte deben tener las siguientes propiedades:

(1) Capacidad de formar uniones soldadas con propiedades físicas y mecánicas apropiadas para la aplicación de servicio propuesta.

(2) Punto de fusión o intervalo de fusión compatible con los metales base que se van a unir, y suficiente fluidez a la temperatura de soldadura fuerte para penetrar y distribuirse por acción capilar en las uniones debidamente preparadas.

(3) Composición con la suficiente homogeneidad y estabilidad para minimizar la separación de los constituyentes (licua- ción) durante la soldadura fuerte.

(4) Capacidad para mojar las superficies de los metales base y formar una unión fuerte e íntegra.

(5) Dependiendo de lo que se necesite, capacidad para producir o evitar las intemcciones del metal de aporte y los metales base.

FUSIÓN Y FLUIDEZ LOS METALES PUROS se funden a una temperatura constante y generalmente son muy fluidos. Las composiciones binarias (dos metales) tienen diferentes características, dependiendo de las proporciones de los dos metales. La figura 12.10 es el diagrama de equilibrio del sistema binario plata-cobre. La línea de cambio a fase sólida (solidus), ADCEB, indica la temperatura de co- mienzo de la fusión de las aleaciones, en tanto que la línea de cambio a fase líquida (liquidus), ACB, indica las temperaturas a las que las aleaciones se vuelven completamente líquidas. En el punto C las dos líneas se unen (72% plata-28% cobre), lo que indica que esa aleación se funde a esa temperatura específica (la temperatura eutéctica). Esta aleación tiene la composición eu- téctica; es tan fluida como un metal puro, en tanto que las demás combinaciones de aleación son pastosas entre sus temperaturas de solidus y de liquidus. Cuanto mayor sea la separación entre estas dos temperaturas, más trabajo costará que la aleación fluya al interior de una unión capilar.

La región a es una solución sólida de cobre en plata, y la región p es una solución sólida de plata en cobre. La zona sólida central consiste en una mezcla íntima de soluciones sólidas GI y p. Por encima de la línea de liquidus, los átomos de plata y de cobre están distribuidos en forma totalmente homogénea en una solución líquida.

LICUACIÓN COMO LAS FASES de aleación sólida y líquida de un metal de aporte para soldadura fuerte generalmente no son iguales, la composición del metal fundido cambiará gradualmente conforme se incremente la temperatura desde el solidus hasta el liquidus. Si se permite que la porción que se funde primero fluya hacia afuera, es posible que el sólido restante no se funda y permanezca como un residuo o “calavera”. Los metales de aporte con intervalos de fusión estrechos no tienden a separarse, de modo que fluyen libremente al interior de uniones con separaciones extremadamente angostas. Los metales de aporte con intervalos de fusión amplios deben calentarse rápidamente o colocarse en la unión después de que el metal base haya alcanzado la temperatura de soldadura fuerte, a fin de minimizar la separación, que se denomina licuación. Los metales de aporte propensos a la licuación fluyen lentamente, sólo penetran en uniones bastante separadas y forman filetes grandes en las extremidades de las uniones.

MOJADO Y ADHESIÓN PARA SER EFECTIVO, un metal de aporte de soldadura fuerte debe alearse con la superficie del metal base sin (1) difundirse de manera indeseable al interior del metal base, (2) diluir el metal base, (3) erosionar el metal base ni (4) formar compuestos

-1 981

100% Ag 72% Ag 0% Ag O % C u 2 8 % C u 100% Cu

COMPOSICIÓN

Figura 12.1 &Diagrama constitucional plata-cobre



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quebradizos. Los efectos (i), (2) y (3) dependen de la solubilidad mutua entre el metal de aporte y el metal base, de la cantidad de metal de aporte presente y de la temperatura y duración del ciclo de soldadura fuerte.

Algunos metales de aporte se difunden excesivamente y alteran las propiedades del metal base. Si se desea controlar la di- fusión se debe escoger un metal de aporte apropiado, aplicar la minima cantidad posible y seguir el ciclo de soldadura fuerte correcto. Si el metal de aporte moja el metal base, mejorará el flujo capilar. Si los capilares entre las piezas metálicas son largos, la solubilidad mutua puede modificar la composición del metal de aporte por aleación. Por lo regular, esto elevará su temperatura de liquidus y hará que solidifique antes de llenar por completo la unión.

La erosión del metal base (3) ocurre cuando el metal base y el metal de aporte de soldadura fuerte son mutuamente solubles. Hay ocasiones en que tal aleación produce compuestos interme- tálicos quebradizos (4) que reducen la ductilidad de la unión.

La composición de los metales de aporte para soldadura fuerte se ajusta con el fin de controlar los factores anteriores y conferir caracteristicas deseables, como resistencia a la corro- sión en medios especificos, temperaturas de soldadura fuerte favorables o ahorro de materiales. Así por ejemplo, para sobre- ponerse a la capacidad de aleación (humectabilidad) limitada de las aleaciones plata-cobre que se usan para soldar en fuerte hierro y acero, esos metales de aporte contienen cinc o cadmio, o ambos, que bajan las temperaturas de liquidus y solidus. Se añada estaño en lugar de cinc o cadmio en los casos en que son indeseables los consituyentes con presión de vapor alta.

De manera similar, se usa silicio para bajar las temperaturas de liquidus y solidus de los metales de aporte para soldadura fuerte de aluminio y con base de níquel. Otros metales de aporte contienen elementos como litio, fósforo o boro, que reducen los óxidos superficiales del metal base y forman compuestos con punto de fusión por debajo de la temperatura de soldadura fuerte; esos óxidos fundidos pueden entonces fluir y salir de la unión, dejando una superficie metálica limpia para la soldadura fuerte. En esencia, estos metales de aporte son autofundentes.

SELECCIÓN DEL METAL DE APORTE HAY QUE CONSIDERAR cuatro factores en el momento de seleccionar un metal de aporte para soldadura fuerte:

(1) Compatibilidad con el metal base y el diseïío de la unión (2) Requisitos de servicio del ensamble soldado. La composición elegida debe satisfacer los requisitos de

operación, como temperatura de servicio (alta o criogénica), ciclaje térmico, vida útil, esfuerzos de carga, condiciones corrosivas, estabilidad ante radiaciones y operación en vacío.

(3) Temperatura de soldadura fuerte requerida. En general se prefieren las temperaturas de soldadura fuerte

bajas a fin de economizar energía calorifica, minimizar los efectos térmicos sobre el metal base (recocido, crecimiento de granos, deformación), minimizar la interacción metal base-metal de aporte y prolongar la vida Útil de las fijaciones y otras herramientas.

Se usan temperaturas de soldadura fuerte altas cuando se desea: utilizar un metal de aporte con punto de fusión más alto pero que resulta más económico; combinar con la soldadura fuerte el recocido, la liberación de tensiones o el tratamiento térmico del metal base; realizar un procesamiento subsecuente a temperatura elevada; promover las interacciones metal base-

metal de aporte a fin de elevar la temperatura de refusión de la unión; o promover la eliminación de ciertos óxidos refractarios al vacio o con una atmósfera especial.

(4) Método de calentamiento Los metales de aporte con intervalos de fusión angostos -de

menos de 28°C (50°F) entre solidus y liquidus- pueden usarse con cualquier método de calentamiento, y el metal de aporte de soldadura fuerte se puede colocar previamente en el área de la unión en forma de anillos, rondandas, alambres moldeados, calzas, polvo o pasta.

Como alternativa, este tipo de aleaciones se puede alimentar en forma manual o automática a la unión una vez que se ha calentado el metal base. Los metales de aporte que tienden a la licuación sólo deben usarse con métodos de calentamiento que lleven la unión a la temperatura de soldadura fuerte con mucha rapidez, o bien introducirse después de que el metal base haya alcanzado dicha temperatura.

Con objeto de simplificar la selección del metal de aporte, ANSIIAWS A5.8, Especijcación para metales de aporte de soldadiiraberte, divide los metales de aporte en siete categorias y en varias clasificaciones dentro de cada categoria. La especi- ficación abarca lo productos que son metales de aporte comunes, disponibles comercialmente. En la tabla 12.2 se dan las combinaciones metal base-metal de aporte sugeridas. Existen otros metales de aporte que todavía no están cubiertos por la especi- ficación y que se usan en aplicaciones especiales.

METALES DE APORTE DE ALUMINIO-SILICIO ESTE GRUPO SE usa para unir aluminio de los grados 1060,1100, 1350, 3003, 3004, 3005, 5005, 5050, 6053, 6061, 6951 y las aleaciones coladas A7 12.0 y C7 1 1 .O. Todos estos tipos se prestan a la soldadura fuerte en homo y por inmersión, y algunos de ellos también pueden soldarse en fuerte con soplete empleando uniones traslapadas en lugar de uniones a tope.

Las láminas o tubos para soldadura fuerte son fuentes útiles de metal de aporte de aluminio. Consisten en un núcleo de alea- ción de aluminio y un recubrimiento de metal de aporte con más bajo punto de fusión. Los recubrimientos son aleaciones alum- nio-silicio, aplicadas a uno o ambos lados de la lámina. Con frecuencia se utiliza lámina para soldadura fuerte como uno de los miembros de un ensamble; el otro miembro se fabrica con una aleación soldable en fuerte sin revestimiento. El recubrimiento de la lámina o tubo para soldadura fuerte se funde a la temperatura de soldadura fuerte y fluye por atracción capilar y la acción de la gravedad hasta llenar las uniones.

METALES DE APORTE DE MAGNES10 SE USA METAL de aporte de magnesio (BMg-i) para unir las aleaciones de magnesio AZlOA, K1A y MIA empleando procesos de soldadura fuerte con soplete, por inmersión o en homo. EI calentamiento se debe controlar con precisión para evitar la fusión del metal base. La separación óptima de las uniones para la mayor parte de las aplicaciones está entre 0.10 y 0.25 min (0.004 y 0.010 pulg). La resistencia a la corrosión es buena si el fundente se elimina por completo después de la soldadura fuerte. Los ensambles soldados en fuerte generalmente son apropiados para servicio continuo hasta 120°C (250°F) o servicio intermitente hasta 150°C (300"F), sujetos a las limitaciones usuales del entorno de operación real.



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METALES DE APORTE DE COBRE Y COBRE-CINC ESTOS METALES DE aporte de soldadura fuerte sirven para unir metales ferrosos y no ferrosos. En general, la resistencia a la corrosión de los metales de aporte de aleaciones cobre-cinc no es suficiente para unir cobre, bronce de silicio, aleaciones cobre- níquel ni acero inoxidable.

Los metales de aporte de soldadura fuerte de cobre práctica- mente puro se usan para unir metales ferrosos, aleaciones con base de níquel y aleaciones cobre-níquel. Estos metales de aporte fluyen libremente y a menudo se usan para soldadura fuerte en homo con una atmósfera de gas quemado, hidrógeno o amoniaco disociado, y sin fundente. Los metales de aporte de cobre están disponibles en formas forjadas y pulverizadas.

Un metal de aporte de cobre es un óxido de cobre que se suspende en un vehículo orgánico.

Los metales de aporte de cobre-cinc sirven para unir aceros, cobre, aleaciones de cobre, níquel, aleaciones con base de níquel y acero inoxidable en los casos en que no se requiere resistencia a la corrosión. Se emplean con los procesos de soldadura fuerte con soplete, en homo y por inducción. Se usa fundente, por lo regular de bórax con ácido bórico.

METALES DE APORTE DE COBRE-FÓSFORO ESTOS METALES DE aporte sirven principalmente para unir cobre y aleaciones de cobre, y tienen aplicación limitada en la unión de plata, molibdeno y tungsteno; no deben usarse con aleaciones ferrosas o con base de níquel, ni con aleaciones cobre-níquel que tengan más del 10% de níquel. Estos metales de aporte son apropiados para todos los procesos de soldadura fuerte, y tienen propiedades autofundentes cuando se usan para unir cobre; tienden a la licuación si se calientan con lentitud.

METALES DE APORTE DE PLATA ESTOS METALES DE aporte sirven para unir la mayor parte de los metales ferrosos y no ferrosos, con excepción del aluminio y magnesio, con todos los métodos de calentamiento. EI metal de aporte puede colocarse previamente en la unión o alimentarse a la unión ya calentada.

Las aleaciones plata-cobre con alto contenido de plata no mojan bien el acero cuando la soldadura fuerte se realiza en aire y con fundente. EI cobre forma aleaciones con cobalto y niquel con mucha mayor facilidad que ia plata; por ello, el cobre moja muchos de estos metales y sus aleaciones satisfactoriamente, en tanto que la plata no lo hace. Si se suelda en fuerte en ciertas atmósferas protectoras sin fundente, las aleaciones plata-cobre mojan la mayor parte de los aceros y fluyen libremente si la temperatura es la adecuada.

Se usa comúnmente cinc para bajar las temperaturas de fusión y de flujo de las aleaciones plata-cobre. Es, por mucho, el mejor agente mojador para unir aleaciones con base de hierro, cobalto o níquel. Sólo, o combinado con cadmio o estaño, el cinc produce aleaciones que mojan los metales del grupo del hierro pero que no se alean con ellos a profundidades que puedan percibirse.

Se agrega cadmio a algunos metales de aporte de aleaciones plata-cobre-cinc a fin de bajar todavía más las temperaturas de fusión y de flujo, y de incrementar la fluidez y la acción de mo-

jado sobre diversos metales base. Puesto que los vapores de óxido de cadmio son peligrosos para la salud, se debe tener mucho cuidado al usar metales de aporte que contengan cadmio.

El estaño tiene baja presión de vapor a las temperaturas de soldadura fuerte normales, por lo que sustituye al cinc o al cadmio en los metales de aporte para soldadura fuerte cuando los constituyentes volátiles son objetables, como cuando la soldadura fuerte se realiza sin fundente en homos de atmósfera especial o de vacío, o cuando los ensambles soldados en fuerte se van a usar al alto vacío a temperaturas elevadas. Los metales de aporte de plata-cobre con adiciones de estaño tienen intervalos de fusión amplios. Los metales de aporte que contienen cinc mojan los metales ferrosos con mayor efectividad que los que contienen estaño, por lo que siempre se prefieren en los casos en que puede tolerarse el cinc.

Las estelitas, los carburos cementados y otras aleaciones refractarias ricas en molibdeno y tungsteno se sueldan en fuerte con metales de aporte a los que se ha agregado manganeso, níquel y, raras veces, cobalto a fin de incrementar la acción de mojado.

Cuando los aceros inoxidables y las aleaciones que forman óxidos refractarios se sueldan en fuerte en atmósferas reductoras o inertes sin fundente, íos metales de aporte de plata que contienen litio como agente mojador son muy efectivos. El calor de formación de Li,O es muy alto, por lo que el litio metálico reduce los óxidos adheridos al metal base. El metal de aporte de soldadura fuerte desplaza con facilidad el óxido de litio que se produce.

METALES DE APORTE DE ORO LOS METALES DE aporte de oro sirven para unir piezas en ensambles de tubos de electrones en los que no pueden tolerarse componentes volátiles. Se usan para soldar en fuerte metales con base de hierro, de níquel y de cobalto en los que se requiere alta resistencia a la corrosión. Por lo regular se usan con secciones delgadas en virtud de su reducida tasa de interacción con el metal base.

METALES DE APORTE DE NíQUEL LOS METALES DE aporte de níquel para soldadura fuerte generalmente se usan con aceros inoxidables de las series 300 y 400, aleaciones con base de cobalto y de níquel, e incluso acero al carbono, aceros de baja aleación y cobre cuando se desean propiedades específicas. Estos metales de aporte presentan buenas propiedades de resistencia a ia corrosión y al calor, y normalmente se aplican en forma de polvos, pastas, varillas, papel metálico, o en fonna de láminas o cordones con aglomerantes plásticos.

Los metales de aporte de níquel tienen la característica de presión de vapor muy baja que se requiere en los sistemas al vacío y en aplicaciones de tubos al vacío a temperaturas elevadas.

Los metales de aporte que contienen fósforo tienen baja ductilidad porque forman fosfuros de níquel. Los metales de aporte que contienen boro se deben controlar con cuidado cuando se usan para soldar en fuerte secciones delgadas, a fin de prevenir la corrosión.



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METAL DE APORTE DE COBALTO ESTE METAL DE aporte se utiliza por sus propiedades a alta temperatura y por su compatibilidad con los metales con base de cobalto. La soldadura fuerte en una atmósfera de alta calidad o por difusión produce Óptimos resultados. Existen fundentes especiales de alta temperatura para soldar en fuerte con soplete.

METALES DE APORTE PARA METALES REFRACTARIOS LA SOLDADURA FUERTE es excelente para fabricar ensambles de metales refractarios, sobre todo aquellos en los que intervienen secciones delgadas. No obstante, son pocos los metales de aporte que se han diseñado especificamente para aplicaciones de alta temperatura y alta corrosión.

Los metales de aporte y metales puros que se usan para soldar en fuerte metales refractarios se presentan en la tabla 12.3. Los metales de aporte de bajo punto de fusión, como plata-cobre- cinc, cobre-fósforo y cobre sirven para unir tungsteno en aplicaciones de contactos eléctricos, pero estos metales de aporte no

pueden dar servicio a temperaturas elevadas. En tales casos conviene usar metales raros de más alto punto de fusión, como tantalio y colombio.

Los metales de aporte con base de níquel y de metales preciosos también pueden servir para unir tungsteno

Hay diversos metales de aporte para soldadura fuerte que unen molibdeno, pero es preciso considerar el efecto de la temperatura de soldadura fuerte sobre la recristalización del metal base. Si se suelda en fuerte por encima de la temperatura de recristalización, el tiempo de soldadura debe ser muy corto. Si no se requiere servicio a alta temperatura, es factible usar metales de aporte con base de cobre y plata.

El colombio y el tantalio se sueldan en fuerte con diversos metales de aporte con base de metal refractario o metal reactivo. Los sistemas metálicos Ti-Zr-Be y Zr-Cb-Be son representati. vos, así como los metales de aporte con base de platino, de paladio, de platino-indio, de platino-rodio, de titanio y de níquel (como las aleaciones níquel-cromo-silicio). Las aleaciones cobre-oro que contienen oro en proporciones entre el 46 y el 90% forman compuestos endurecibles por envejecimiento que son quebradizos. Los metales de aporte con base de plata no se recomiendan porque pueden hacer quebradizo el metal base.

Tabla 12.3 Metales de aporte de soldadura fuerte para metales refractarios"

Metal de aporie Temperatura de liquidus " F " C Metal de aporie

Cb Ta

Cu Ni Ti

Ag

Pd-Mo Pt-Mo Pt-30W Pt-50Rh

Ag-Cu-Zn-Cd-Mo Ag-Cu-Zn-Mo

Ag-Mn

Ni-Cr-B Ni-Cr-Fe-Si-C Ni-Cr-Mo-Mn-Si

Ni-Cr-Mo-Fe-W

Ni-Cr-Fe Ni-Cr-Si

Ag - C ü - M 0

Ni-Ti

Ni-Cu

4380 5425 1760 1980 2650 3300 2860 3225 41 70 3720

1 145-1 295 1324-1 450

1435 1780

1950 1950 2100 2350 2380 2460 2600 2050

241 6 2997 960 1082 1454 1816 1571 1774 2299 2049

619-701 71 8-788

780 97 1

1066 1066 1149 1288 1305 1349 1427 1121

Mn-Ni-Co

Co-Cr-Si-Ni Co-Cr-W-Ni MO-RU MO-B

Cb-Ni Cu-Mn

Pd-Ag-Mo Pd-AI Pd-Ni Pd-Cu Pd-Ag Pd-Fe AU-CU Au-Ni Au-Ni-Cr Ta-Ti-Zr

Ti-V-Cr-AI Ti-Cr

Ti-Zr-Beb Zr-Cb-Beb Ti-V-Beb Ta-V-Cbb Ta-V-Tib

Ti-Si

Temperatura de liquidus " F "C

1870 1021

3450 2600 3450 3450 1600 21 75

2400 21 50 2200 2200 2400 2400 1625 1740 1900 3800

3000 2700 2600 1830 1920 2280

3300-3500 3200-3350

1899 1427 1899 1899 87 1 1190

1306 1177 1205 1205 1306 1306 885 949 1038 2094

1649 1481 1427 999 1049 1249

1 8 1 6-1 927 1760-1 843

a. No todos los metales de aporte que se muestran están disponibles comercialmente. b. Depende de la composición especifica



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FUNDENTES Y ATMÓSFERAS LOS METALES Y las aleaciones pueden reaccionar con ia atmós- fera a la que están expuestos, sobre todo si se eleva la temperatura. La reacción más común es la oxidación, pero en ocasiones se forman nitruros y carburos.

Se usan fundentes, atmósferas protectoras y vacío para evitar las reacciones indeseables durante la soldadura fuerte. Algunos fundentes y atmósferas pueden además reducir los oxidos que ya están presentes.

El titanio, el zirconio, el colombio (niobio) y el tantalio sufren una pérdida de ductilidad permanente si se sueldan en fuerte bajo cualquier atmósfera que contenga hidrógeno, oxígeno o nitróge- no. EI hidrógeno hace quebradizo el cobre que no se ha desoxi- dado por completo.

EI empleo de fundente o atmósfera no elimina la necesidad de limpiar las piezas antes de soldarlas en fuerte. Los procedimientos de limpieza recomendados pueden consultarse en el capitulo 7 del Manual de soldadura fuerte de la AWS (AWS Brazing Manual, 3a. edición, 1976). Las funciones de los ingredientes individuales de los fundentes se explican en el capítulo 4 de dicho Manual.

Puesto que el propósito del metal de aporte para soldadura fuerte es fluir sobre el metal base y penetrar en los capilares,

también puede fluir sobre otras porciones de las piezas que se están uniendo. Esta situación puede ser indeseable desde el punto de vista cosmético, y también puede haber agujeros o depresiones de la pieza que no deban llenarse o taponarse, pues de ocurrir esto el dispositivo dejaría de funcionar correctamente. En los casos en que se debe impedir el flujo indebido el soldador en fuerte aplica un material “bloqueador” para retardar el flujo del material de aporte. Es en extremo importante cuidar que el material bloqueador no llegue a la unión por soldar, ya que de ocurrir así, impediría la adhesión. Los materiales bloqueadores generalmente son óxidos que se suelen aplicar con brocha, cinta, aspersión o por un sistema de aguja hipodérmica. Los bloqueadores comunes son óxidos de titanio, calcio, aluminio o magnesio.

Los bloqueadores retardan el flujo del fundente por la colo- cación deliberada de óxidos en la superficie de los materiales que se van a unir. Esto funciona muy bien cuando se suelda en fuerte en un homo sin usar fundente, pero si se utiliza fundente la acción limpiadora de éste puede contrarrestar el efecto de bloqueo. Después de la soldadura fuerte, el material de bloqueo puede eliminarse lavando con agua caliente o mediante raspado quimico o mecánico.

APLICACIONES SELECCIÓN DE LOS METALES BASE ES NECESARIO CONSIDERAR el efecto de la soldadura fuerte sobre las propiedades mecánicas del nietal de un ensamble soldado y la fortaleza final de la unión. Los metales base que se hayan fortalecido mediante trabajado en frío sufrirán un recocido si las temperaturas y tiempos del proceso de soldadura fuerte estáii en el intervalo de recocido del metal base que se está procesando. Los metales resistentes al calor “trabajados en caliente-frio” que se sueldan en fuerte sólo presentan las propiedades físicas del metal recocido. Por su naturaleza, el ciclo de soldadura fuerte casi siempre recuece el metal base trabajado en frio, a menos que la temperatura de soldadura fuerte sea muy baja y el metal permanezca muy poco tiempo en esa temperatura.

No resulta práctico trabajar en frío el metal base después de la operación de soldadura fuerte.

Si un ensamble soldado en fuerte debe tener una resistencia mecánica superior a la que corresponde a las propiedades del metal base recocido, se debe seleccionar un material susceptible de tratamiento térmico. EI metal base puede ser un tipo extiii- guible en aceite, un tipo extinguible en aire que se pueda soldar en fuerte y endurecer en la misma operación o en operaciones independientes, o un tipo endiirecible por precipitación que pueda soldarse en fuerte y tratarse en solución en un ciclo combinado. Las piezas ya endurecidas se pueden soldar en fuerte con un nietal de aporte de baja temperatura einpleando tiempos cortos a tein- peratura para evitar que se pierdan las propiedades mecinicas.

ALUMINIO Y ALEACIONES DE ALUMINIO LAS ALEACIONES DE aluminio forjadas no tratables por calor que mejor se pueden soldar en fuerte son las series ASTM IXXX y

3XXX, y las aleaciones de bajo magnesio de la serie ASTM SXXX. Los metales de aporte disponibles se funden por debajo de las temperaturas de solidus de todas las aleaciones forjadas comerciales que no son susceptibles de tratamiento térmico.

Las aleaciones forjadas susceptibles de tratamiento térmico que con más frecuencia se sueldan en fuerte son las de la serie ASTM 6XXX. Las series de aleaciones de aluminio ASTM 2XXX y 7XXX tienen bajo punto de fusión y, por tanto, normalmente no pueden soldarse en fuerte, con la excepción de las aleaciones 7072 y 7005.

Las aleaciones de aluminio coladas en molde de arena y molde permanente que más comúnmente se sueldan en fuerte son ASTM 443.0,356.0 y 7 12.0. Las piezas de aluminio coladas en troquel generalmente no se sueldan en fuerte porque su alto contenido de gases puede origiiiar ampollas.

En la tabla 12.4 se presentan los metales base de aluminio comunes que pueden soldarse en fuerte.

La soldadura fuerte de aluminio casi siempre se efectúa con los procesos de soplete, inmersión u horno. La soldadura fuerte en horno puede efectuarse en aire o bajo atmósfera controlada, o incluso al vacío.

EI capítulo i2 de la tercera edición del Manual de soldadura fuerte contiene mayor información sobre la soldadura fuerte de aliiiniiiio y sus aleaciones.

MAGNESIO Y ALEACIONES DE MAGNESIO PARA SOLDAR EN fuerte aleaciones de magnesio se eiiipiean técnicas similares a las que se usan con aluminio. Se puede soldar en horno, con soplete y por iiirnersióii, aunque este último proceso es el más utilizado.



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Tabla 12.4 Composición nominal e intervalo de fusión de lac aleaciones de aluminio soldables en fuerte comunes

Composición nominal' Intervalo de fusión

aproximado Calificación de

Designación Aleación soldabilidad comercial ASTM enfuerteb CU si Mn Mg Zn Cr " F " C

EC I100 3003 3004 3005 5005 5050 5052 6151 6951 6053 6061 6063 7005 7072

Colado 43 Colado 356 Colado 406

Colado A61 2

EC 1100 3003 3004 3005 5005 5050 5052 6151 6951 6053 6061 6063 7005 7072

Colado 443.0 Colado 356.0 Colado 406

Colado A71 2.0

A A A B A B B C C A A A A B A A C A B

AI 99.45% min AI 99% min

_ _ _.

_ _ _ _ 0.3 0.6

_ _ ._

_ _ _ _ ._ _ _ _ _ 1 .o

0.25 0.35 _ _ 0.7

0.25 0.6 _ _ 0.4

0.1 0.35

_ _ 5.0 _ _ 7.0

_ _ _ _

AI 99% min _ _ ..

_ _ 1 .o 0.4 0.8 1.2 2.5 0.6 0.65 1.3 1 .o 0.7 1.4 ._

_ _ 0.3

0.7

11 95-121 5 1 190-1 21 5 1 190-1 21 O 1 165-1 205 1 1 80-1 21 5 1 1 70-1 21 O 1090-1 200 1 1 00-1 200 11 90-1 200 1 140-1 21 O 1 105-1 205 1 100-1 205 1 140-1 205 1 1 25-1 195 1 1 25-1 195 1065-1 170 1035-1 135 1190-1215 1105-1195

646-657 643-657 643-654 629-651 638-657 632-654 588-649 593-649 643-649 61 5-654 596-651 593-651 615-651 607-646 607-646 629-632 557-61 3 643-657 596-646

Colado C612 Colado C712.0 A _ _ _ _ _ _ 0.35 6.5 ._ 1 120-1 190 604-643

a. Porcentaje de elementos de aleación: el resto es aluminio e impurezas normales. b. Calificaciones de soldabilidad en fuerte: A = Aleaciones que se sueldan en fuerte facilmente con todos los métodos y procedimientos comerciales.

B = Aleaciones que pueden soldarse en fuerte con todas las técnicas si se tiene un poco de cuidado. C =Aleaciones que requieren cuidado especial para soldarse en fuerte.

Las aleaciones de magnesio que se consideran soldables en fuerte se presentan en la tabla 12.5. La experiencia de soldadura fuerte en homo y con soplete se limita a la aleación M1A. La soldadura fuerte por inmersión se puede usar con las aleaciones AZlOk, AZ31B, AZólA, KlA, MlA, ZElOA, ZK21A Y ZK6OA.

En la tabla 12.5 se resumen también los metales de aporte que se utilizan para soldar en fuerte magnesio. El metal de aporte BMg- 1 es apropiado para los procesos de soldadura fuerte con soplete, por inmersión o en homo. La aleación BMg-2 suele ser la preferida para la mayor parte de las aplicaciones de soldadura fuerte porque su intervalo de fusión es más bajo. Un metal de aporte con base de cinc conocido como GA432 tiene una com- posición de punto de fusión todavía más bajo que sólo es adecuada para soldadura fuerte por inmersión.

BERILIO LA SOLDADURA FUERTE es el método preferido para unir meta- lúrgicamente el berilio.' Los sistemas de metal de aporte para soldadura fuerte, con sus intervalos de temperatura, son, entre otros:

(1) Cinc: 427-454°C (800-850°F) (2) Aluminio-silicio: 566-677°C (1050- 1250°F) (3) Plata-cobre: 694-904°C (1200- 1660°F) (4) Plata: 882-954°C (1620-1750°F)

2. El benlio y sus compuestos son tóxicos. Los reglamentos federales exigen un manejo e identificación correctos del berilio metálico.

El cinc funde por debajo de 450°C (840"F), la temperatura definida por la AWS para los metales de aporte de soldadura fuerte. No obstante, generalmente se le acepta como el metal de aporte de más bajo punto de fusión para soldar en fuerte berilio.

Los metales de aporte de aluminio-silicio pueden usarse en ensambles de berilio forjados de alta resistencia mecánica porque la temperatura de soldadura fuerte está bastante por debajo de la temperatura de recristalización del metal base. El metal de aporte tipo BAlSi-4 suelda en fuerte bien si se usa fundente; para soldar sin fundente se requiere un control estricto. Los metales de aporte con base de aluminio tienen menor interacción meta- lúrgica con el metal base que los metales de aporte con base de plata. Ésta es una ventaja importante en la unión de secciones delgadas o papeles de berilio.

Los metales de aporte para soldadura fuerte de plata y con base de plata resultan Útiles en estructuras que se van a exponer a temperaturas elevadas. La soldadura fuerte en atmósfera protectora con estos sistemas de aleaciones es sencilla y puede efectuarse bajo atmósferas purificadas o ai vacío.

COBRE Y ALEACIONES DE COBRE LOS METALES BASE de aleación de cobre incluyen las aleaciones cobre-cinc (latón), cobre-silicio (bronce de silicio), cobre-aluminio (bronce de aluminio), cobre-estaño (bronce fosforado), cobre-ní- quel y varias más. La soldadura fuerte del cobre y sus aleaciones, y los metales de aporte apropiados, se analizan con detalle en el capítulo 24 de la tercera edición del AWS Brazing Manual.



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Tabla 12.5 Aleaciones de maanecio soldablec en fuerte v metales de aDorte

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Designación Intervalo de Metal de Clasificación de aleación Formas Sólidos Líquidos soldadura fuerte aporte apropiado de AWS 115.8 ASTM disp. "F " C "F "C "F "C BMg-1 BMG-2a

Metal base

- AZ1 OA E 1170 632 1190 643 1080-1140 582-616 X X - AZ31B E. S 1050 566 1160 627 1080-1100 582-593 X - K1 A C 1200 649 1202 650 1080-1140 582-616 X X - M I A E. S 1198 648 1202 650 1080-1140 582-616 X X - ZEl OA S 1100 593 1195 646 1080-1100 582-593 X - ZK2 1 A E 1159 626 1187 642 1080-1140 582-616 X X

Metal de aporte BMg-1 AZ92A W. R. 830 443 1110 599 1120-1140 604-616 - -

ST. P

E = Formas extrudidas y secciones estructurales S = Láminas y placas C = Piezas coladas W = Alambre

R = Varilla ST = Tira P = Polvo

ACEROS DE BAJO CARBONO Y DE BAJA ALEACIÓN LOS ACEROS DE bajo carbono y de baja aleación se sueldan en fuerte sin dificultad. A menudo se sueldan a temperaturas por encima de 1080°C (1980°F) con metal de aporte de cobre en una atmósfera controlada, o a temperaturas más bajas con metales de aporte coli base de plata.

En el caso de los aceros de aleación, el metal de aporte debe tener un solidus bastante por encima de cualquier temperatura de tratamiento térmico a fin de evitar daños a uniones que recibirán tratamiento térmico después de la soldadura fuerte. En algunos casos, los aceros endurecibles al aire se pueden soldar en fuerte y luego endurecerse extinguéndolos desde la temperatura de soldadura fuerte.

Se puede usar un metal de aporte con una temperatura de soldadura fuerte menor que la temperatura critica del acero si no se desea alterar las propiedades metalúrgicas del metal base.

ACEROS DE HERRAMIENTA DE ALTO CARBONO Y DE ALTA VELOCIDAD LOS ACEROS DE alto carbono contienen mas del 0.45 % de carbono. Los aceros de herramienta de alto carbono por lo regular contienen entre 0.60 y 1.40% de carbono.

Es mejor efectuar la soldadura fuerte de los aceros de alto carbono antes de la operación de endurecimiento, o simultánea- mente. Las temperaturas de endurecimiento para los aceros al carbono varían entre 760 y 820°C (1400 y 1500"F), por lo que conviene usar metales de aporte con temperaturas de soldadura fuerte mayores que 820°C ( 1500°F). Si la soldadura fuerte y el endurecimiento se realizan en la misma operación, el metal de aporte deberá tener un solidus igual o mayor que la temperatura de austenitizacion.

Es posible combinar el templado y la soldadura fuerte en el caso de aceros de herramienta de alta velocidad y aceros de

herramienta de aleación de alto carbono y alto cromo que tienen temperaturas de templado del orden de 540 a 650°C (1000 a 1200°F). Se emplean metales de aporte con tratamiento térmico de soldadura fuerte en ese intervalo. La pieza se saca del homo de templado, se suelda en fuerte empleando métodos de calentamiento localizado, y se regresa al homo para completar el ciclo de templado.

HIERRO COLADO LOS HIERROS COLADOS generalmente requieren consideraciones especiales para la soldadura fuerte. Los tipos de hierro colado son, entre otros, el blanco, el gris, el maleable y el dúctil. El hierro colado blanco casi nunca se suelda en fuerte.

Antes de la soldadura fuerte, las superficies de empalme casi siempre se limpian electroquimica o químicamente, se chamuscan con una flama oxidante o se someten a ráfagas de abrasivo. Si se usan metales de aporte de plata de bajo punto de fusión, se facilita el mojado con el metal de aporte. Los hierros colados diictiles y inaleables deben soldarse en fuerte por debajo de los 760°C (1400°F).

Cuando el hierro colado de alto carbono se suelda en fuerte con cobre, la temperatura debe ser baja para evitar la fusión de áreas localizadas del hierro colado, sobre todo en secciones delgadas.

ACEROS INOXIDABLES TODAS LAS ALEACIONES de acero inoxidable son difíciles de soldar en fuerte por su elevado contenido de cromo. La mejor forma de soldar en fuerte estas aleaciones es bajo hidrógeno purificado (seco) o en el vacío. Es preciso mantener puntos de rocio por debajo de -51°C (-60°F) porque el mojado se dificulta después de la formación del óxido de cromo. La soldadura fuerte con soplete requiere fundente para reducir la cantidad de óxidos de cromo presentes.



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La mayor parte de los metales de aporte de aleación de plata, de cobre y de cobre-cinc sirven para soldar en fuerte aceros inoxidables. Las aleaciones de plata que contienen cinc generalmente son las mejores cuando se busca resistencia a la corrosión. Los metales de aporte que contienen fósforo no deben usarse en piezas sometidas a esfuerzos grandes porque es posible que se formen fosfuros de níquel y hierro quebradizos en la ZOM de la unión.

Los metales de aporte de níquel que contienen fósforo generalmente son los mejores para aceros inoxidables que contienen titanio o aluminio, o ambos, porque el boro tiene una acción fundente moderada que ayuda a mojar estos metales base. La soldadura fuerte por difusión produce uniones con propiedades físicas mejoradas.

La soldadura fuerte de los aceros inoxidables al cromo-níquel austeníticos se trata más a fondo en el capítulo 18 de la tercera edición del AWS Brazing Manual.

Hierro y acero al cromo LOS ACEROS INOXIDABLES martensíticos (403,410, 414, 416, 420 y 431) se endurecen al aire cuando se enfrían desde la temperatura de soldadura fuerte, la cual excede su intervalo de temperaturas de austenitización. Por tanto, es preciso recocerlos después de la soldadura fuerte o durante el proceso. Además, estos aceros son propensos al agrietamiento por esfuerzo con ciertos metales de aporte de soldadura fuerte.

Los aceros inoxidables ferriticos (405, 4096 y 430) no se pueden endurecer, y su estructura de grano no se puede refinar, mediante tratamiento térmico. Las propiedades de estas aleaciones se degradan cuando se sueldan en fuerte a temperaturas por encima de 980°C (1 800°F) porque hay un crecimiento excesivo del grano. Pierden ductilidad después de un calentamiento prolongado entre 340 y 600°C (650 y 1100"F), pero parte de la ductilidad perdida puede recuperarse calentando el ensamble soldado a cerca de 790°C (1450°F) durante un lapso apropiado.

Aceros inoxidables endurecibles por precipitación ESTOS ACEROS SON básicamente aceros inoxidables con adiciones de uno o más de íos siguientes elementos: cobre, molibdeno, aluminio y titanio. Estas adiciones permiten fortalecer ias aleaciones mediante tratamientos térmicos de endurecimiento por precipitación. Cuando se sueldan en fuerte aleaciones de este tipo, el ciclo de soldadura fuerte y la temperatura deben coincidir con el ciclo de tratamiento térmico de la aleación. Los fabricantes de estas aleaciones han desarrollado procedimientos de soldadura fuerte que recomiendan para sus aceros.

ALEACIONES DE NíQUEL Y DE ALTO NíQUEL ELNIQUELY las aleaciones de alto níquel pierden ductilidad por el azufre y los metales de bajo punto de fusión presentes en ias aleaciones de soldadura fuerte, como cinc, plomo, bismuto y antimonio. Las superficies de los metales base se deben limpiar exhaustivamente antes de la soldadura fuerte a fin de eliminar cualesquier sustancias que pudieran contener los elementos mencionados. Además, hay que excluir el azufre y sus compuestos de la atmósfera de soldadura fuerte.

El niquel y sus aleaciones son propensos al agrietamiento por esfuerzos en presencia de metales de aporte de soldadura fuerte fundidos. Las piezas deben recocerse antes de la soldadura fuerte a fin de eliminar esfuerzos residuales, o someterse a un tratamiento cuidadoso de liberación de tensiones durante el ciclo de soldadura fuerte.

Es comun usar metales de aporte de soldadura fuerte de plata. En los entomos corrosivos se prefieren las aleaciones de soldadura fuerte con alto contenido de plata, y cuando se desea evitar el agrietamiento por corrosión por esfuerzos se escogen metales de aporte libres de cadmio.

Los metales de aporte para soldadura fuerte con base de níquel ofrecen la más alta resistencia a la corrosión, a ia oxida- ción y a las temperaturas elevadas.

La soldadura fuerte es el método preferido para unir aleaciones de níquel fortalecidas por dispersión que deben funcionar a temperaturas elevadas. Se han soldado en fuerte ensambles de alta resistencia mecánica con metales de aporte con base de iii- quel especiales, y se han probado hasta 1300°C (2400°F).

ALEACIONES RESISTENTES AL CALOR LAS ALEACIONES RESISTENTES al calor generalmente se sueldan en fuerte en una atmósfera de hidrógeno o en homos de alta temperatura ai vacío empleando metales d e aporte con base de níquel o especiales.

Las aleaciones con base de cobalto son las más fáciles de soldar en fuerte de todas las superaleaciones porque la mayor parte de ellas no contiene titanio ni aluminio. Las aleaciones con alto contenido de titanio o de aluminio son difíciles de soldar en fuerte en hidrógeno seco porque los óxidos de titanio y de aluminio no se reducen a las temperaturas de soldadura fuerte.

TITANIO Y ZIRCON10 EL TITANIO Y el zirconio se combinan facilmente con el oxígeno, y reaccionan para formar compuestos intermetálicos quebradizos con muchos metales y con hidrógeno y nitrógeno. Las piezas deben limpiarse y soldarse en fuerte inmediatamente después de la limpieza.

En ias primeras ocasiones en que se soldó en fuerte titanio se usaron metales de aporte de plata y con base de plata, pero se for- maban compuestos intermetálicos quebradizos y había corro- sión por las fisuras. El papel de aluminio tipo 3003 puede unir estructuras delgadas y ligeras, como los tableros de emparedado de panai complejos. Si se electrodepositan diversos elementos sobre las superficies de empalme de los metales base podrán reaccionar in situ con el titanio durante la soldadura fuerte para formar una aleación eutéctica de titanio. Esta fase líquida transitoria fluye bien y forma filetes, y luego se solidifica a causa de la interdifusión.

Otros metales de aporte para soldadura fuerte con alta capacidad de servicio y resistencia a la corrosión son las aleaciones Ti-Zr-Ni-&, Ti-Zr-Ni-Cu y Ti-Ni-Cu. Los mejores resultados se obtienen con estufas de alto vacío controlando con precisión la temperatura dentro del intervalo de 900 a 955°C (1650 a 1750°F').

CARBUROS Y CERMETS LOS CAREKJROS DE los metales refractarios tungsteno, titanio y tantalio aglomerados con cobalto se usan para fabricar herra-



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mientas de corte y troqueles. Unos materiales de naturaleza muy similar denominados cermets consisten en partículas cerámicas aglomeradas con diversos metales.

La soldadura fuerte de carburos y cermets es más difícil que la de metales. Se emplea calentamiento con soplete, por induc- ción o en homo, a menudo con una técnica de soldadura fuerte en emparedado: se interpone una capa de metal dúctil débil (níquel o cobre puros) entre el carburo o el cermet y un soporte de metal duro. Los esfuerzos de enfriamiento hacen que el metal blando se deforme en lugar de agrietar la cerámica.

Con frecuencia se usan aleaciones de soldadura fuerte con base de plata, de cobre-cinc y de cobre con las herramientas de carburo. Las aleaciones de plata que contienen níquel se prefieren porque mojan mejor. Las aleaciones con base de níquel que contienen boro, y una aleación 60% Pd40%Ni, pueden ser satisfactorias para soldar cermets de carburo de tungsteno, de carburo de titanio y de carburo de coloinbio aglomerados con níquel y con cobalto.

CERÁMICAS LA ALUMINA, ZIRCONIA, magnesia, forsterita (MgJiO,), berilia y toria son materiales cerámicos que pueden unirse por soldadura fuerte. Por su naturaleza son difíciles de mojar con los metales de aporte convencionales. Las diferencias de expansión térmica, conducción del calor y ductilidad producen grietas y propaga- ción de grietas con esfuerzos relativamente bajos.

Si la cerámica se premetaliza para facilitar el mojado, se usan metales de aporte de cobre, de plata-cobre y de oro-níquel. El hidruro de titanio o de zirconio se puede descomponer en la fase cerámica-metal para formar un enlace íntimo.

Las cerámicas no metalizadas se sueldan en fuerte con alambres de titanio revestidos con plata-cobre o con níquel. Las aleaciones de titanio y de zirconio Útiles son Ti-Zr-Be, Ti-V-Zr, Zr-V-Cb, Ti-V-Be y Ti-V-Cr.

METALES PRECIOSOS LOS METALES PRECIOSOS plata, oro, platino y paladio presentan pocas dificultades para soldarse en fuerte. La capa de óxidos tan delgada que tienen se elimina fácilmente con fundentes y atmós- feras reductoras.

Es común usar soldadura fuerte por resistencia o en homo para contactos eléctricos. Los metales de aporte de plata (BAg) y de metal precioso (BAU) sueldan en fuerte contactos metálicos a retenes.

METALES REFRACTARIOS LA SOLDADURA FUERTE de tungsteno, molibdeno, tantalio y colombio todavía está en las etapas de desarrollo.

Tungsteno EL TUNGSTENO PUEDE soldarse en fuerte consigo mismo y con otros metales y no metales empleando metales de aporte con base de níquel, pero la interacción entre el tungsteno y el níquel recristaliza el metal base. Se recomienda liberar las tensiones dei tungsteno mediante un tratamiento térmico antes de soldarlo en fuerte, y el ciclo de soldadura fuerte deberá ser corto para limitar la interacción con el metal de aporte.

Molibdeno EL MOLIBDENO Y sus aleaciones se sueldan en fuerte con metales de aporte con base de paladio y metales con base de molibdeno (Mo-0.5 Ti) que tengan temperatura de recristalización alta. El chapeado con cromo, como capa de barrera, evita la formación de compuestos intermetálicos. La mayor parte de los metales de aporte de soldadura fuerte a alta temperatura son apropiados para servicio resistente a la oxidación en aplicaciones de recubrimiento.

Tantalio y colombio EL TANTAL10 Y el colombio requieren técnicas especiales para soldarse en fuerte satisfactoriamente. Es preciso eliminar todos los gases reactivos de la atmósfera de soldadura fuerte; éstos incluyen oxígeno, nitrógeno, monóxido de carbono, amoniaco e hidrógeno. El tantalio forma óxidos, nitruros, carburos e hidru- ros con mucha facilidad, lo que lleva a una pérdida de ductilidad. Como protección contra la oxidación a altas temperaturas, el tantalio y el colombio a menudo se chapean con cobre o níquel; el metal de aporte de soldadura fuerte debe ser compatible con el chapeado.

COMBINACIONES DE METALES DISíMILES MUCHAS COMBINACIONES DE metales dishiles se pueden soldar en fuerte, incluso los que tienen una incompatibilidad metalúr- gica que imposibilita la soldadura autógena.

Los criterios importantes por considerar son en primer térmi- no las diferencias en la expansión térmica. Si un metal con expansión térmica alta rodea a un metal de baja expansión, las separaciones que resultan satisfactorias para el flujo capilar a temperatura ambiente serán excesivas a la temperatura de soldadura fuerte. Por otro lado, si un metal de baja expansión rodea a uno de alta expansión, es posible que no haya separación alguna a ia temperatura de soldadura fuerte. Por ejemplo, al soldar en fuerte un tapón de molibdeno en un bloque de cobre, las piezas se deberán ensamblar a presión a temperatura ambiente; si un tapón de cobre se va a soldar en fuerte dentro de un bloque de molibdeno, se requerirá un embonamiento flojo debidamente centrado a temperatura ambiente.

Para soldar en fuerte uniones del tipo de tubo y cañón entre metales base disímiles, el tubo deberá ser el metal de baja expansión y el cañón el metal de alta expansión. A la temperatura de soldadura fuerte, la separación será máxima y el capilar se llenará con la aleación de soldadura fuerte. Cuando la unión soldada se enfrie a la temperatura ambiente, ella y el tubo estarán en compresión.

En las uniones de lengüeta en surco, este último deberá estar en el material de baja expansión. EI embonamiento a temperatura ambiente se deberá diseñar de modo que deje separaciones capilares a ambos lados de la lengüeta cuando se alcance la temperatura de soldadura fuerte. Los esfuerzos de corte longitudinales en el metal de aporte se limitarán si se reducen las distancias de traslapo.

Es común usar la “soldadura fuerte en emparedado” para fabricar herramientas de corte de metal con punta de carburo. Un metal relativamente dúctil se recubre por ambos lados con



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metal de aporte de soldadura fuerte, y el material compuesto se coloca en la unión. Así queda en la unión un tercer material que se deformará durante el enfriamiento y reducirá los esfuerzos causados por una contracción diferencial de las piezas soldadas en fuerte.

El metal de aporte que se use para soldar en fuerte metales disímiles deberá ser compatible con ambos metales base. Deberá tener una resistencia a la corrosión o a la oxidación por io menos tan buena como la del menos resistente de los metales que se van a soldar. No deberá formar pares galvánicos que promuevan la corrosión de fisuras en el área soldada. Los metales de aporte de soldadura fuerte forman fases de bajo punto de fusión con muchos metales base, por lo que se requiere adaptaciones del

ciclo de soldadura fuerte, de la cantidad y punto de colocación del metal de aporte, y del diseño de la unión.

Las reacciones metalúrgicas entre el metal de aporte de soldadura fuerte y metales base disímiles pueden ser objetables. Un ejemplo es la soldadura fuerte de aluminio a cobre. El cobre reacciona con el aluminio para formar un compuesto quebradizo de bajo punto de fusión. Estos problemas pueden resolverse si se recubre uno de los metales base con un metal que sea compatible con el metal de aporte. Si se desea soldar en fuerte aluminio a cobre, el cobre se chapeará con plata o con una aleación alta en plata. La unión se soldará en fuerte a 8 16°C ( 1500°F) con un metal de aporte estándar para soldadura fuerte de aluminio. El chapeado con níquel también forma una barrera de difusión apropiada.

DISEÑO DE LAS UNIONES SEUSANBÁSICAMENTE dos tipos de uniones en soldadura fuerte: la unión traslapada y la unión a tope. Estas uniones se muestran enla figura 12.11.

La unión traslapada puede hacerse tan fuerte como el miembro más débil, incluso cuando se emplea metal de aporte de baja resistencia mecánica o en presencia de defectos pequeños en la unión, si se usa un traslapo de por lo menos tres veces el espesor del miembro más delgado. Las uniones traslapadas ofrecen una elevada eficiencia de unión y facilidad de fabricación; tienen la desventaja de que el aumento en el espesor de metal en la unión crea una concentración de esfuerzos en los cambios abruptos de área transversal.

Las uniones a tope se usan en los casos en que el espesor de la unión traslapada sería objetable, y en los que la fortaleza de una unión a tope soldada en fuerte satisface los requisitos de servicio. La resistencia mecánica de la unión depende sólo en parte de la resistencia mecánica del metal de aporte.

La ensambladura francesa es una variación de la unión a tope. Como se muestra en la figura 12.12, el área de sección transversal de esta unión se incrementa sin necesidad de incrementar el espesor del metal. Hay dos desventajas que limitan el uso de este tipo de unión: las secciones son difíciles de alinear y la unión no es fácil de preparar, sobre todo en miembros delgados. Puesto que la unión está angulada respecto al eje de las cargas en tensión, la capacidad de soporte de carga es la de una unión a tope.

UNIÓN TRASLAPADA UNIÓN A TOPE

SEPARACIÓN DE LA UNIÓN LA SEPARACIÓNDE la unión influye de manera importante sobre el desempeño mecánico de una unión soldada en fuerte. Esto se aplica a todos los tipos de cargas -estáticas, de fatiga y de impacto- y a todos los diseños de uniones. Entre los efectos de la separación de la unión sobre el desempeño mecánico están: (1) el efecto puramente mecánico de la restricción del flujo plástico del metal de aporte por un metal base de mayor resistencia mecánica, (2) la posibilidad de que la escoria quede atrapada, (3) la posibilidad de que haya huecos, (4) la relación entre la separación de la unión y la fuerza capilar que gobierna la distri- bución del metal de aporte y (5) la cantidad de metal de aporte que debe difundirse en el metal base cuando se suelda en fuerte por difusión.

Si la unión soldada en fuerte está libre de defectos (inclusiones de fundente, huecos, áreas no soldadas, poros o porosidad), su resistencia en corte dependerá del espesor de la unión, como se ilustra en la figura 12.13. Esta figura ilustra cómo la resistencia de la unión al cizallamiento cambia con la separación. Se

Figura 12.1 1-Uniones traslapada y a tope básicas para soldadura fuerte

Figura 12.1 2-Diseños de ensambladura francesa tiDiCOS



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puede usar la tabla 12.6 como guía para determinar las separaciones a la temperatura de soldadura fuerte cuando se diseñan las uniones de modo que tengan resistencia mecánica máxima.

En las figuras 12.14 y 12S3 se muestran algunos datos espe- cíficos de separación contra resistencia mecánica para uniones a tope soldadas en fuerte con plata en acero. La figura 12.14 muestra los valores de cizallamiento máximos que se obtienen con uniones en varilla de perforación redonda de 12.7 mm (0.5 pulg) empleando plata pura. Las varillas se soldaron en fuerte a tope con calentamiento por inducción en una atmósfera seca de 10% nitrógeno-90% nitrógeno. La figura 12.15 relaciona la resistencia a la tensión con el espesor de la unión para uniones a tope del mismo tamaño soldadas en fuerte. Obsérvese cómo la resistencia mecánica disminuyó cuando la separación se redujo a valores extremadamente pequeños.

El metal de aporte para soldadura fuerte se coloca previamente en la unión, por ejemplo como papel metálico entre dos placas. En esta aplicación, las separaciones indicadas en la tabla 12.6 generalmente no son las correctas. En aplicaciones en las que el metal de aporte se coloca previamente, los miembros que se van a unir deben precargarse para que la separación de la unión se reduzca durante la operación de soldadura fuerte. Esto forzará al metal de aporte a entrar en los huecos creados por la asperidad normal de las superficies de empalme. En algunas aplicaciones, se proporciona metal de aporte adicional extendiendo la calza de metal de aporte más allá de los bordes de la unión.

El tipo de acción fundente influye de manera importante sobre la separación que debe tener la unión para obtener una soldadura fuerte dada.

Un fundente mineral se debe fundir a una temperatura por debajo del intervalo de fusión del metal de aporte de soldadura

~

3. Los datos de ias figuras 12.14 y 12.15 se obtuvieron con especimenes de prueba no estándar.

, FUNDENTE EN FASE GASEOSA

FUNDENTE RESISTENCIA DEL MINERAL METAL DE APORTE DE

SOLDADURA FUERTE RECIEN COLADO

U 0

/ SEPARACIÓN DE LA UNIÓN SEPARACIÓN RECOMENDADA

Figura 12.13-Relación entre la separación de la unión y la resistencia al cizallamiento para dos métodos de

adicación de fundente

fuerte, y debe fluir hacia el interior de la unión por delante del metal de aporte. Si la separación de la unión es demasiado pequeña, el fundente mineral puede quedar retenido en la unión y no ser desplazado por el metal de aporte fundido, lo que dará lugar a defectos de la unión. Si la separación es demasiado grande, el metal de aporte fundido fluirá alrededor de “bolsas” de fundente, causando excesivas inclusiones de fundente.

La separación a la temperatura de soldadura fuerte de una unión entre metales base disímiles se debe calcular a partir de datos de expansión térmica. La figura 12.16 muestra los datos de expansión térmica para algunos materiales. La figura 12.17 puede servir para determinar la separación diametral a la temperatura de soldadura fuerte entre metales disímiles.

Tabla 12.6 SeDaración recomendada de la unión a la temperatura de soldadura fuerte

Clasificación de metal de aporte de la AWS‘

Grupo BAIS¡

Grupo BCuP Grupo BAg

Grupo BAU

Grupo BCu Grupo BCuZn Grupo BMg Grupo BNi

PU@ 0.006-0.010 0.010-0.025 0.001-0.005 0.002-0.005 0.001 -0.002c 0.002-0.005 0.000-0.002c 0.000-0.002c 0.002-0.005 0.004-0.010 0.002-0.005 0.000-0.002

mm SeDaración de la unionb

0.1 5-0.25 0.25-0.61 0.03-0.12 0.05-0.1 2 0.03-0.05 0.05-0.12 0.00-0.05 0.00-0.05 0.05-0.1 2 0.10-0.25 0.05-0.1 2 0.00-0.05

Para longitud de traslapo menor que 6.35 mm (1/4 pulg) Para longitud de traslapo menor que 6.35 mm (1/4 pulg)

Soldadura fuerte con fundente (mineral) Soldadura fuerte en atmósfera (fundentes de fase gaseosa) Soldadura fuerte con fundente (mineral) Soldadura fuerte en atmósfera (fundentes de fase gaseosa) Soldadura fuerte en atmósfera (fundentes de fase gaseosa) Soldadura fuerte con fundente (mineral) Soldadura fuerte con fundente (mineral) Aplicaciones generales (fundente o atmósfera) Tipos de flujo libre, soldadura fuerte en atmósfera

a. Véase en la tabla 12.2 una explicación de los metales de aporte. b. Separación sobre el radio cuando intervienen anillos, tapones o miembros tubulares. En algunas aplicaciones puede ser necesario usar la separación recomendada sobre el diámetro para asegurar que no haya una separación excesiva si toda la separación está de un solo lado. Una separación excesiva produce huecos, sobre todo si se suelda en fuerte en una atmósfera de alta calidad (fundente en fase gaseosa). c. Para obtener resistencia mecánica máxima se debe usar un embonamiento a presión de 0.001 mm/mm o pulg/pulg de diámetro.



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50

.- IIl

y 40 P-

4 z W -

8 30 a a

o -J

2 W 5 20 W a:

10

O

Pm O 25 50 75 1 0 0

I I I I

O

F

O

O 0.001 0.002 0.003 0.004 ESPESOR DE IA UNIÓN, p i g

roo

300

m 2

100

O0

Figura 12.14-Relación entre la resistencia al cizallamiento y el espesor de la unión soldada en fuerte para uniones de plata pura en varilla de perforación de acero de 12.7 mm (0.5 pulg) de espesor



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ESPESOR/DIÁM ETRO

.- In Y

i -0

4

v) Z W I-

U U Z W I-

o

2 w CT

120

1 O0

80

60

40

10-5 1 0 - 4 1 0 - 3 x 10-2

I I , , I I I I 1 1 I I , , , I I 1 I I l I I I I I 1 I l i l I [

- UNIONES íNTEGRAS SIN HUECOS

3 LIGERA IMPERFECCIÓN

O O 0

O

O

O

O O. 0% O.O o

O 03

O

- O

o O 20 I-

-07-------. _ _ - - - ---Q - - - - - - - - - - - - _ _ -L _ _ - -

0 RESISTENCIA A LA TENSIÓN MÁXIMA DE LA PLATA COLADA PURA t

o 1; I " 1 1 1 1 1 1 I I I , , I I I I l l i l i I I i l , , , ,

10-5 1 0 - 4 1 0 - 3 x 10

ESPESOR DE LA UNIÓN, puig

io0

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n rn o, Y rn z : B

-I rn z

5

g. p

Figura 12.15-Relación entre la resistencia a la tensión y el espesor de uniones a tope de 12.7 mm (0.5 pulg) de diámetro en acero 4340 soldadas en fuerte con plata

Para resistir una diferencia de coeficientes de expansión tér- mica muy grande entre dos metales que se van a soldar en fuerte, el metal de aporte debe ser lo bastante fuerte como para oponer resistencia a las fracturas, y los metales base deben ceder durante el enfriamiento. En el ensamble soldado final quedarán algunos esfuerzos residuales. El ciclaje térmico de un ensamble así durante su vida de servicio someterá a tensión repetidamente el área de la unión, lo que puede acortar dicha vida. Las uniones de estos ensambles de metales disímiles se deben diseñar de tal modo que los esfuerzos residuales no acrecienten los esfuerzos impuestos durante el servicio.

DISTRIBUCIÓN DE ESFUERZOS

Los ENSAMBLES UNIDOS por soldadura fuerte se diseñan para fallar en el metal base. En los ensambles en que las uniones se van a someter a cargas ligeras, resulta económico emplear diseños de unión simplificados que pueden romperse en la unión soldada si se someten a una tensión excesiva durante las pruebas o el servicio.

Un buen diseño tendrá uniones que eviten grandes concentraciones de esfuerzos en los bordes de la soldadura fuerte, y que



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TEMPERATURA, "F

1200 1600 2000

= 0.01 6 I: I l 1

TEMPERATURA, "C

( A )

o o1

- s o o 1 n . ei x Q

-

2 O01

g 001

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E E E E 4- O O1

. U 3

[r Q a 000 w y O00

I- a

N

TEMPERATURA, "F 420 , 800 12FO 16p0, ;"

I =. h/

TEM PERATU RA, "C

3

10

Figura 12.1 6-(Continúa)-Curvas de expansión termica para algunos materiales comunes

Figura 12.16-Diseños de unión a tope para soldadura fuerte que aumentan la capacidad de la unión para

resistir esfuerzos altos y carga dinámica

CONDUCTIVIDAD ELÉCTRICA

distribuyan los esfuerzos de manera uniforme en el metal base. En las figuras 12.18 a 12.21 se muestran diseños típicos.

Los filetes de metal de aporte no constituyen un buen diseño para soldadura fuerte. Pocas veces es posible hacer que el metal de aporte forme de manera consistente un filete con el tamaño y perfil deseados. Si los filetes quedan muy gniesos, la contracción o la porosidad tubular actuarán como tina concentración de esfuerzos.

Los METALES DE aporte para soldadura fuerte en general tienen baja coiiductividad eléctrica en comparación con el cobre. No obstante, una unión soldada en fuerte no incrementará de manera apreciable la resistencia al circuito si se diseña debidamente.

Eii las uniones a tope, el espesor (resistencia) de la unión soldada en fuerte es muy pequeño si se le compara con la resisteiich longitudinal del conductor, auiique la resistividad unitaria del metal de aporte sea mucho más alta que la del metal base. De cualquier modo, es recomendable usar un metal de



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NOMOGRAMA PARA LA ECUACIÓN AC, = DAT ((Y,-(Y,)

SOLUCIÓN: AC, = -0.17 mm

NOTAS: 1. Este nomograma da el cambio en el diámetro debido al calentamiento. Se debe buscar una separación que promueva el flujo del metal de aporte a la temperatura de soldadura fuerte. 2. D = diámetro nominal de la unión, mm (pulg)

ACD = cambio en la separación, mm (pulg) AT al a2

= temperatura de soldadura fuerte menos temperatura ambiente, OC (“F) = coeficiente medio de expansión térmica, miembro macho, mm/mm/OC (pulg/pulg/OF) = coeficiente medio de expansión térmica, miembro hembra, mm/mm/OC (pulg/pulg/”F)

3. Este nomograma supone un caso en el que al excede ap de modo que el valor en la escala para (al - a2) es negativo. Por tanto, los valores resultantes de ACD también son negativos, lo que significa que la separación de la unión se reduce al calentar. Si (a2 - a,) es positivo, los valores de ACD se leen como positivos, lo que significa que la separación de la unión se incrementa al calentar.

Figura 12.1 7-Nomograma para determinar el cambio en la separación diametral en uniones.de metales disimiles



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ESFUERZO BAJO I

1

+ T b

’ eB 3T

t 4T t c

+nr--P-=$+ T ESFUERZO ALTO

~ ~~ ~

Figura 12.1û-Diseños de uniones traslapadas para soldadura fuerte que se usaran con esfuerzos bajos y

altos-La curvatura del miembro derecho en C y D distribuirá la carga a través del metal base

aporte con baja resistividad, siempre que cumpla con los demás requisitos del proyecto.

Como los huecos en la unión soldada en fuerte reducen el área efectiva del camino eléctrico, se recomiendan uniones traslapadas. Una distancia de traslapo de por lo menos 1.5 veces el espesor del miembro más delgado tendrá una resistencia de unión aproximadamente igual a un tramo de la misma longitud de cobre sólido.

PRUEBA DE UNIONES SOLDADAS EN FUERTE HAY NECESIDAD DE estandarizar las pruebas para evaluar la resistencia mecánica de las uniones soldadas en fuerte. Diferen- tes diseños de especimenes de prueba han producido resultados distintos. Obsérvese en la figura 12.22 que la “resistencia mecá-

UNIÓN DE BRIDA ATOPE A

t ’ TOPE Y DUPLICADOR

Figura 12.20-Diseños de unión a tope para soldadura fuerte de lámina metálica-La carga sobre la unión A

no puede ser simétrica

nica aparente de la unión” medida con una distancia de traslapo corta es alta en comparación con la resistencia mecánica de un traslapo largo. Si dos laboratorios prueban una sola distancia de traslapo, pueden estar probando en extremos opuestos de la curva y sacar conclusiones muy distintas. Es preciso muestrear todo el intervalo de traslapo útil de la curva con objeto de obtener datos adecuados.

La capacidad de carga de la unión se revela mejor en la porción de la derecha de la curva de metal base. El ensamble soldado debe diseñarse de modo que falle en el metal base sin un traslapo excesivo.

Si desea mayor información, consulte la edición más reciente de AWS C3.2, Método estándar para evaluar la resistencia mecánica en corte de uniones soldadas en fuerte.

METALURGIA DE LA SOLDADURA FUERTE LAS TEMPERATURAS DE soldadura fuerte estan por debajo del solidus del o los metales que se unen. Los cambios metalúrgicos

ESFUERZO BAJO ESFUERZO BAJO 4

ESFUERZO ALTO ’ Figura 12.19-Diseños de unión a tope para soldadura

fuerte que aumentan la capacidad de la unión para resistir esfuerzos altos Y carga dinámica

H ESFUERZO ALTO

Fiaura 12.21-Diseños de unión en “T” Dara soldadura



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VAPOR

$ 1 I w DISTANCIA DE TRASLAPO-

(A) ÁNGULO DE CONTACTO MAYOR QUE 90"- NO HAY MOJADO

\ VAPOR \ n LiQUiDO

(B) ÁNGULO DE CONTACTO MENOR QUE 90°- HAY MOJADO

Figura 12.22-Esfuerzo de corte unitario medio en la unión traslapada de soldadura fuerte y resistencia a la tensión unitaria media en el metal base en función de

la distancia de traslapo-(Los símbolos huecos representan fallas en el metal de aporte; los símbolos

llenos rewesentan fallas en el metal base)

Figura 12.~-Ángulos de mojado de metales de aporte para soldadura fuerte

que acompañan a la soldadura fuerte están limitados a reacciones de estado sólido en el metal base, reacciones de solidificación e interfaz entre el metal de aporte y reacciones dentro del metal de aporte sólido. EI flujo capilar dei metal de soldadura fuerte depende de su tensión superficial, de sus caracteristicas de mojado y de las reacciones físicas y metalúrgicas que tenga con el material base, el fundente o atmósfera y los óxidos superficiales dei metal base. La presión hidrostática dentro de la unión también controla el flujo. La figura 12.23 es una presentación idealizada del concepto de mojado.

Un ángulo de contacto menor que 90 grados medido entre el sólido y el líquido por lo regular identifica una característica de mojado positiva. Los ángulos de contacto mayores que 90 grados indican que no hay mojado.

En algunos procesos de soldadura fuerte, el mojado y el flujo se promueven con la adición de fundente. En la soldadiira fuerte al vacío, el flujo y el mojado dependen por completo de las interacciones superficiales entre el metal liquido y el metal base. La mayor parte de los óxidos se desplaza o elimina con fundente. Los óxidos de cromo, aluminio, titanio y manganeso requiere tratamiento especial.

En la temperatura máxima durante el ciclo de soldadura fuerte, cuando hay metal de aporte líquido en la unión, puede haber erosión del metal base. La rapidez de disolución del metal base por el metal de aporte depende de los límites de solubilidad mutuos, de la cantidad de metal de aporte disponible en la unión, de la temperatura de soldadura fuerte y de la poteiicial fomiación de aleaciones eutécticas de más baja temperatura.

En algunas ocasiones se puede formar una capa intermedia de compuesto inteniietálico entre el metal de aporte y el metal base durante la operación de unión. Se emplean diagramas de fase para predecir la fonnacióii de compuestos intermetálicos.

Una vez que el metal de aporte se ha solidificado para formar la unión, los efectos subsecuentes pueden estar bajo el control de fenómenos de difusión. AI unir superaleaciones con un metal de aporte con base de níquel que contenga boro, ciclos térmicos subsecuentes difundirán el boro en el metal base. Este método de unión metalúrgica se llama soldudirra por difirsión ucrivuda por líquido, pero en realidad es una extensión del mecanismo de unión de la soldadura fuerte.

Puede haber penetración de metal de aporte líquido en las fronteras de grano del metal base. Los metales base sometidos a esfuerzos so11 especialmente susceptibles a la penetración de metal liquido. Los metales de aporte con base de cobre einplea- dos eii aleaciones de alto hierro-níquel sometidas a esfuerzos fallan rápidamente. Los elementos de aleación se difunden con mayor rapidez en las fronteras de los granos que en la red cristalina.

Si se forma uiia aleacióii eutéctica, al tener bajo punto de fusión es posible que llene cualquier grieta de frontera de grano tan pronto como ésta aparezca; si es así, el daño puede ser rníninio. Esto se conoce como intrrrsión.

Las características dinámicas del proceso de soldadura fuerte reciben cada vez mayor reconocimiento, y se está estudiando



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extensivamente la difusión y los cambios metalúrgicos subsecuentes que pueden tener lugar durante el servicio. A temperaturas elevadas, puede ser que lleguen a ocurrir cambios en estado sólido como resultado directo de la difusión, la oxidación o la

corrosión. Todo lo anterior significa que las propiedades meta- lúrgicas y mecánicas de estas uniones pueden cambiar durante el servicio y deberán ser evaluadas como parte del proceso de calificación de la unión.

PROCEDIMIENTOS DE SOLDADURA - FUERTE

LIMPIEZA PREVIA Y PREPARACIÓN DE LAS SUPERFICIES ES INDISPENSABLE QUE las superficies estén limpias y libres de óxidos para asegurar uniones soldadas en fuerte íntegras y de calidad unifonne. Las grasas, los aceites, la suciedad y los óxidos evitan que el metal de aporte fluya y se adhiera de manera uniforme, e interfieren con la acción del fundente con la posible formación de huecos e inclusiones. Si hay óxidos refractarios o se trata de aplicaciones de soldadura fuerte en atmósfera especial criticas, la limpieza previa debe ser más minuciosa, y los componentes limpios se deben mantener libres de contaminación.

El lapso durante el cual la limpieza sigue siendo efectiva depende de los metales en cuestión, de las condiciones atmosfé- ricas, de qué tanto se manipulan las piezas, de la forma como se almacenen y de otros factores similares. Se recomienda realizar la soldadura fuerte tan pronto como sea posible después de haber limpiado las piezas.

El desengrasado generalmente se efectúa primero. Los méto- dos de desengrasado que siguen son los más comunes, y su acción puede intensificarse mediante agitación mecánica o por la aplicación de energía ultrasónica al baño:

(1) Limpieza con disolventes: disolventes de petróleo o hidrocarburos clorados.

(2) Desengrasado con vapor: tricloroetileno o percloroetile- no estabilizados.

(3) Limpieza alcalina: mezclas comerciales de silicatos, fos- fatos, carbonatos, detergentes, jabones, agentes humectantes y, en algunos casos, hidróxidos.

(4) Limpieza con emulsión: mezclas de hidrocarburos, áci- dos grasos, agentes humectantes y activadores de superficies.

(5) Limpieza electrolítica: tanto anódica como catódica.

La eliminación de incrustaciones y óxidos se puede efectuar mecánica o químicamente. El desengrasado previo permite un contacto íntimo del baño químico con las piezas, y las vibraciones ayudan a eliminar incrustaciones con cualquiera de las siguientes disoluciones:

(1) Limpieza ácida: limpiadores ácidos tipo fosfato. (2) Baño químico ácido: ácidos sulfúrico, nítrico y clorhí-

(3) Baño químico salino: electrolítico o no electrolitico.

La selección del agente para limpieza química dependerá de la naturaleza del contaminante, del metal base, de la condición de la superficie y del diseño de la unión. Por ejemplo, los metales base que contengan cobre y plata no deberán tratarse con bafio de ácido nítrico. En todos los casos, el residuo químico se deberá eliminar mediante un enjuagado exhaustivo a fin de evitar la

drico.

formación de otras películas igualmente indeseables en las superficies de las uniones o un ataque químico subsecuente del metal base.

La limpieza mecánica elimina óxidos e incrustaciones y además hace ásperas las superficies de empalme, lo que puede mejorar el flujo capilar y el mojado por parte del metal de aporte de soldadura fuerte. Se puede usar amolado, limado, maquinado y cepillado con alambre. También se puede usar ráfagas de material abrasivo limpio, como arena de silica, alúmina y otros abrasivos no metálicos, pero no deben dejar en las superficies depósito alguno que pudiera interferir con la soldadura fuerte.

EMPLEO DE FUNDENTES Y BLOQUEADORES SI SE VA a usar fundente, se debe aplicar en una capa uniforme que cubra por completo las superficies de empalme de las piezas. La forma más común de aplicar fundentes es como pastas o líquidos, pero también se puede rociar fundente seco en polvo sobre la unión o metiendo el extremo caliente de la varilla de metal de aporte en el recipiente de fundente. Las partículas deben ser pequeñas y perfectamente hornogeneizadas a fin de mejorar la cobertura del metal y la acción fundente. Se puede mantener libres de manchas y oxidación las áreas que rodean a las uniones aplicando fundente a un área amplía a ambos lados de la unión.

El fundente liquido o en pasta se debe adherir a las superficies metálicas limpias. Si las superficies no están limpias, el fundente formará grumos y dejará áreas desnudas. Los fundentes en pasta espesa se pueden aplicar con brocha; los de consistencia menos viscosa se pueden aplicar por inmersión, rociado a mano o algún mecanismo automático. La consistencia correcta depende de los tipos de óxidos presentes, así como del ciclo de calentamiento. Por ejemplo, los óxidos ferrosos que se forman durante el Ca- lentamiento rápido del metal base son blandos y fáciles de eliminar, por io que sólo se requiere una acción fundente limitada. En cambio, cuando se une cobre o acero inoxidable, o cuando el ciclo de calentamiento es largo, se requiere un fundente concentrado. El fundente reacciona con oxígeno, y una vez que se satura pierde toda su efectividad. La viscosidad del fundente se puede reducir sin dilución si se calienta a 50 o 60°C (120 o 14OoF), de preferencia en una vasija con recubrimiento cerámico equipada con control de termostato. EI fundente caliente tiene baja tensión superficial y se adhere al metal con mayor facilidad.

Si es preciso restringir el flujo del metal de aporte a áreas definidas, se emplean “bloqueadores” para delinear las áreas que no se deben soldar en fuerte. Algunas preparaciones bloqueado- ras comerciales son suspensiones de óxidos de aluminio, cromo, titanio o magnesio en agua o en un aglomerante orgánico; otras se denominan compuestos separadores y también bloqueadores de reacción superficial.



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COLOCACIÓN DEL METAL DE APORTE AL DISEÑAR UNA unión para soldadura fuerte, es preciso establecer el proceso de soldadura fuerte que se usará y la forma en que el metal de aporte se colocará en la unión. En la mayor parte de las uniones soldadas en fuerte a mano, el metal de aporte simplemente se alimenta a la cara de vista de la unión durante la soldadura. En el caso de la soldadura fuerte en homo o de alta producción, el metal de aporte se coloca previamente en la unión, posiblemente con equipo automático.

Los metales de aporte para soldadura fuerte se producen en forma de alambres, calzas, polvos y pastas. Las figuras 12.24 y 12.25 ilustran los métodos para colocar previamente metal de aporte en forma de alambre o lámina. Si se hace un surco en el metal base para aceptar el metal de aporte precolocado, se deberá hacer en la sección más gruesa. Al calcular la resistencia mecá- nica de la unión propuesta, se deberá restar el área del surco del área de la unión, ya que el metal de aporte saldrá del surco para fluir hacia las zonas de la unión, como se indica en la figura 12.26.

El metal de aporte en polvo se puede aplicar en cualquiera de los puntos indicados en la figura 12.24. El polvo se puede aplicar seco al área de la unión y luego empaparse con aglomerante, o bien puede mezclarse previamente con el aglomerante y aplicarse a la unión. La densidad del polvo por lo regular es del 50 al 70% de la del metal sólido, por lo que el volumen del surco debe ser mayor si se usa polvo.

Si se emplean calzas colocadas previamente, las secciones por soldar en fuerte deberán tener libertad de movimiento cuando las calzas se derritan. Posiblemente se necesite algún tipo de carga para juntarlas y expulsar de la unión el exceso de metal de aporte y fundente.

CARGA CARGA

LZA O RONDANA ECOLOCADA

t Figura 12.25;-Colocación previa de calzas de metal de

aDorte Dara soldadura fuerte

ENSAMBLADO LAS PIEZAS QUE se van a soldar en fuerte se deben ensamblar inmediatamente después de la aplicación de fundente, antes de que éste tenga tiempo de secarse y descascararse. Los ensambles diseñados para autoposicionarse y autoapoyarse son los más económicos.

Si es necesario usar fijaciones para mantener la alineación o las dimensiones, es conveniente que las fijaciones tengan la menor masa posible. El contacto con las piezas debe ser en puntos agudos o filos, lejos del área de la unión. Los contactos agudos minimizan la pérdida de calor por conducción hacia la fijación. El material de la fijación debe tener suficiente resistencia mecánica a la temperatura de soldadura fuerte para sustentar el ensamble, y no debe alearse fácilmente con el trabajo en los puntos de contacto a temperaturas elevadas. Si se suelda en fuerte con soplete, se requerirá espacio adicional para aplicar el soplete y el metal de aporte a la unión. En la soldadura fuerte por inducción, las fijaciones por lo regular se fabrican con materiales cerámicos a fin de evitar la colocación de metal ajeno en el campo de la bobina de inducción. Las fijaciones de cerámica se pueden diseñar de modo que sirvan como escudos térmicos o absorbedores de calor.

Figura 12.2ô-Uniones soldadas en fuerte con surcos para colocar previamente metal de aporte; después del

ciclo de soldadura fuerte los surcos quedan vacíos Figura 12.24-Métodos para precolocar alambre de

aporte de soldadura fuerte



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Eliminación del fundente EN TODOS LQS procesos es necesario eliminar todos los rastros de fundente del ensamble soldado en fuerte. Los residuos de fundente por lo regular se pueden quitar enjuagando con agua caliente. El fundente saturado con óxidos es vidrioso y más difícil de eliminar. Si el metal y el diseño de la unión pueden soportar la extinción, el fundente saturado se puede eliminar extinguiendo el ensamble soldado desde una temperatura elevada. Este tratamiento quebrará el recubrimiento de fundente. En casos difíciles, puede ser necesario usar una disolución de ácido (digamos ácido sulfúrico al 10%) caliente, o alguno de los compuestos limpiadores patentados disponibles en el mercado. No se debe usar ácido nítrico en aleaciones que contengan cobre o plata.

Los fundentes que se usan para soldar en fuerte aluminio no se disuelven en agua fría; por lo regular se enjuagan con agua muy caliente [por encima de 82°C (180”F)I con una inmersión subsecuente en ácido nítrico, ácido clorhídrico o una combina- ción de estos ácidos. Por último, el ensamble se debe enjuagar perfectamente con agua.

Las áreas oxidadas adyacentes a la unión se pueden restaurar mediante limpieza química o métodos mecánicos, como cepillado con alambre o ráfagas limpiadoras.

Eliminación de bloqueadores LOS MATERIALES BLOQUEADORES del tipo de “compuesto sepa- rador” se pueden eliminar mecánicamente con facilidad empleando cepillos de alambre, ráfagas de aire o enjuague con agua. La mejor forma de eliminar los bloqueadores del tipo de “reacción superficial” empleados en metales base resistentes a la corrosión y al calor es con un baño químico de ácido nítrico- ácido clorhídrico caliente, excepto si el ensamble contiene cobre o plata. Las disoluciones de hidróxido de sodio (sosa cáustica) o bifluoruro de amonio se pueden usar en todas las aplicaciones, incluidas las de cobre y plata, porque no atacan a los metales base ni a los metales de aporte. Unos pocos materiales bloqueadores se pueden eliminar fácilmente sumergiendo el ensamble en ácido nítrico o clorhídrico al 10%.

INSPECCIÓN LA INSPECCIÓN DE ensambles soldados en fuerte siempre debe ser obligatoria a fin de proteger al usuario final, pero a menudo se especifica en los códigos reguladores o en las políticas del fabricante. La inspección puede realizarse con especimenes de prueba o probando el ensamble ya terminado. Las pruebas pueden ser destructivas o no destructivas.

En general, las discontinuidades de soldadura fuerte pertenecen a tres clases generales:

(1) Las asociadas a requisitos dimensionales. (2) Las asociadas a discontinuidades estructurales de la

(3) Las asociadas al metal de soldadura fuerte o a la unión unión soldada en fuerte.

soldada.

MÉTODOS DE PRUEBA NO DESTRUCTIVOS LOS OBJETIVOS DE la inspección no destructiva de uniones soldadas en fuerte deben ser (1) detectar discontinuidades definidas en normas de calidad o códigos y (2) obtener indicios que permitan determinar la causa de irregularidades en el proceso de fabricación.

Inspección visual TODA UNIÓN SOLDADA en fuerte se deberá examinar visualmente; es una prueba preliminar conveniente cuando se van a usar otros métodos de prueba.

La unión deberá estar libre de materiales extraños: grasa, pintura, aceite, películas de óxido, fundente y bloqueador. El examen visual deberá revelar fallas debidas a daños, falta de

alineación y embonamiento deficiente de las piezas, inexactitu- des dimensionales, flujo insuficiente de metales de aporte de soldadura fuerte, huecos expuestos en la unión, defectos superficiales como grietas o porosidad y daños térmicos al metal base.

La inspección visual no revela defectos internos, como atrapamiento de fundente en la unión o flujo incompleto del metal de aporte entre las superficies de empalme.

Prueba en servicio LA PRUEBA EN servicio es un método de inspección que somete a la unión soldada a cargas ligeramente superiores a las que experimentará durante su vida de servicio subsecuente. Estas cargas se pueden aplicar con métodos hidrostáticos, cargas de tensión, pruebas centrífugas, o muchos otros métodos. Hay ocasiones en que no es posible asegurar que la pieza servirá empleando los otros métodos de inspección no destructiva, y entonces las pruebas en servicio se convierten en el método más satisfactorio.

Prueba de fugas LAS PRUEBAS A presión determinan la hermeticidad de un recipiente cerrado. Se pueden usar como método de preselección para encontrar fugas obvias antes de adoptar métodos de prueba más sensibles. La prueba con aire o gas a baja presión se puede hacer con uno de estos tres métodos (que a veces se usan junto con una prueba en servicio neumática): (1) sumergir el recipiente a presión en agua y observar si suben burbujas; (2) presurizar el ensamble, cerrar la entrada de aire o gas y determinar si hay algún cambio en la presión interna durante cierto periodo (puede



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ser necesario hacer correcciones para considerar la temperatura); o (3) presurizar el ensamble y verificar si hay fugas aplicando solución jabonosa o alguna preparación liquida comercial con una brocha en el área de la unión y observando si hay burbujas y dónde.

Un método que a veces se usa junto con una prueba en servicio hidrostática es examinar visualmente las uniones soldadas en fuerte en busca de indicios de la fuga de fluido hidrostá- tic0 por la unión.

La prueba de fugas con freón es muy sensible. La pieza que se va a probar se presuriza con gas freón puro o con un gas como nitrógeno adicionado de un trazador, como Freón 12. Las áreas se examinan con un dispositivo muestreador sensible al ion haluro. La detección de una fuga se indica con un medidor o una señal audible. Con este método es posible medir cuantitativamente las fugas. Se debe tener cuidado de no contaminar el aire circundante con freón, pues esto reduciria la sensibilidad del método.

Un método menos sensible consiste en buscar fugas del gas trazador con una flama de soplete de butano. La presencia de Freón 12 se observa por el cambio en el color de la flama. Las pruebas con flama no deben realizarse cerca de materiales combustibles.

La prueba de fugas con espectrómetro de masas es la fonna más sensible y precisa de detectar fugas extremadamente peque- ñas. Se usa un gas trazador, como helio o hidrógeno, junto con el espectrómetro de masas en una de dos formas: (1) se evacua el ensamble soldado en fuerte y se rodea el área por probar con el gas trazador, con el espectrómetro de masas acoplado al interior; o bien (2) se presuriza el ensamble soldado con el gas trazador y se “olfatea” el exterior con la sonda del espectrómetro de masas. Un dispositivo sensor muy sensible detecta el gas trazador y convierte su concentración en una señal eléctrica.

Inspección con líquido penetrante ESTE MÉTODO DE prueba no destructiva encuentra grietas, porosidad, flujo incompleto y defectos superficiales similares en las uniones soldadas en fuerte. Los penetrantes comerciales coloreados o fluorescentes entran por acción capilar en las aberturas superficiales. Una vez eliminado el penetrante de la superficie, el penetrante introducido en los defectos se extrae con un revelador blanco que se aplica a la superficie. EI penetrante colorea- do puede verse bajo luz ordinaria; las indicaciones de defectos con penetrante fluorescente brillan bajo una fuente de luz ultravioleta (negra). Como aqui interviene la penetración en aberturas diminutas, la interpretación a veces se dificulta por las irregularidades de los filetes de soldadura fuerte y los residuos de depósitos de fundente. Es preciso usar otro método de inspec- ción para diferenciar las irregularidades superficiales de las discontinuidades de la unión.

Inspección radiográfica LA INSPECCIÓNRADIOGRÁFICA de ensambles soldados en fuerte detecta la falta de adhesión o el flujo incompleto de metal de aporte. Las uniones deberán tener espesor uniforme y la exposi- ción deberá realizarse en una linea normal a la unión. La sensibilidad de este método por lo regular está limitada al 2% del

espesor de la unión. La absorción de los rayos X por ciertos metales de aporte, como el oro y la plata, es mayor que la de la generalidad de los metales base; por tanto, las áreas de la unión en las que no hay metal de aporte se ven mucho más oscuras que el área soldada en la pelicula o en la pantalla.

Inspección ultrasónica EL &TODO DE prueba ultrasónica empleando vibraciones me- cánicas de baja energía y alta frecuencia (ondas sonoras) detecta, localiza o identifica con facilidad discontinuidades en las uniones soldadas. La aplicabilidad de este método a los ensambles depende en buena parte del diseño de la unión, la condición de la superficie, el tamaño de grano de los materiales y la configu- ración de las áreas adyacectes.

Inspección térmica por transferencia de calor LA INSPECCIÓN POR transferencia de calor detecta falta de adhe- sión en ensambles soldados en fuerte tales como las superficies de tableros de panal y de piel sobre armazón. Con una de las técnicas, las superficies se recubren con un revelador que es un polvo de bajo punto de fusión. El revelador se funde y migra hacia las áreas menos calientes cuando se aplica calor con una lámpara de luz infrarroja. Las áreas en que hubo adhesión actúan como disipadores de calor y producen un gradiente térmico ante el cual el revelador reacciona. Las técnicas más avanzadas usan materiales fosforescentes, cristales liquidos y materiales sensibles a la temperatura.

Hay dispositivos sensibles al infrarrojo provistos con algún tipo de lectura para detectar diferencias de temperatura de menos de 1°C (2”F), que indican variaciones en la calidad de la soldadura fuerte.

MÉTODOS DE PRUEBA DESTRUCTIVOS LOS MÉTODOS DE inspección destructivos muestran claramente si un diseño de ensamble soldado en fuerte satisface o no los requisitos del servicio al que se le destinará. Los métodos destructivos deben limitarse a un muestreo parcial; se usan para verificar los métodos de inspección no destructivos mediante el muestreo de material de producción a intervalos apropiados.

Inspección metalográfica ESTE MÉTODO REQUIERE el corte de secciones de las uniones soldadas en fuerte y su preparación para un examen macroscó- pico o microscópico. La inspección metalográfica detecta defectos (sobre todo porosidad), flujo deficiente de metal de aporte, erosión excesiva del metal base, difusión del metal de aporte y einbonamiento incorrecto de la unión, y además revela la microestructura de la unión soldada en fuerte.

Pruebas de pelado A MENUDO SE EMPLEAN pruebas de pelado para evaluar uniones traslapadas. Un miembro del espécimen soldado en fuerte se



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sujeta rígidamente en una prensa, y el miembro libre se “pela” de la unión. Las piezas rotas revelan la calidad general de la adhesión y la presencia de huecos e inclusiones de fundente en la unión. Las tolerancias en cuanto al número, el tamaño y la distribución de estas discontinuidades deben estar definidas en el contrato de trabajo, especificación o código.

Pruebas de tensión y corte ESTAS PRUEBAS DETERMINAN cuantitativamente ia resistencia mecánica de la unión soldada en fuerte, o verifican las resistencias relativas de ia unión y el metal base. Este método se usa mucho para desarrollar un procedimiento de soldadura fuerte. Ei muestre0 al azar de uniones soldadas sirve para controlar la calidad y verificar el rendimiento de la soldadura fuerte.

Pruebas de torsión LA PRUEBA DE torsión evalúa las uniones soldadas en fuerte cuando un miembro es un-perno, tomillo o tubo soldado a un miembro base. &te se sujeta con rigidez y el perno, tomillo o tubo se gira hasta que hay falla, sea en el metal base o en la aleación de soldadura fuerte.

IMPERFECCIONES COMUNES DE LAS UNIONES SOLDADA§ EN FUERTE LAS INSPECCIONES DESTRUCTIVA y no destructiva identifican los siguientes tipos de imperfecciones de soldadura fuerte. Los límites de aceptabilidad se deberán definir especificamente.

Falta de llenado (huecos, porosidad) LA FALTA DE llenado puede ser el resultado de una limpieza inadecuada, una separación excesiva, falta de metal de aporte, gas atrapado y movimiento de las piezas embonadas por deficiencias de la fijación. El metal de aporte es vulnerable cuando se encuentra en estado líquido o parcialmente liquido. La falta de llenado reduce la resistencia mecánica de la unión porque reduce el área que soporta la carga, y puede proveer un camino de fuga.

Atrapamiento de fundente PUEDE HABER FUNDENTE atrapado en cualquier operación de soldadura fuerte en la que se agregue fundente para evitar y eliminar la oxidación durante el cicio de calentamiento. El fundente atrapado en la unión evita el flujo del metal de aporte al interior de esa área y por tanto reduce la resistencia mecánica de ia unión; además, puede falsear las indicaciones de las pruebas de fugas y en servicio. Si queda atrapado un fundente corrosivo, posiblemente reduzca la vida de servicio.

Filetes discontinuos LA FALTA DE filetes por io regular se observa durante ia inspec- ción visual. Que las omisiones puedan tolerarse o no dependerá dei contrato de trabajo.

Erosión del metal base LA EROSION oc- cuando el metal de aporte de soldadura fuerte se alea con el metal base. Puede causar socavamiento o la desaparición de ia superficie de empalme. La erosión reduce la resistencia mecánica de ia unión porque altera la composición de los materiales y reduce el área de sección transversal del metal base.

Aspecto superficial insatisfactorio U N ASPECTO INSATISFACTORIO del metal de aporte de soldadura fuerte (lo que incluye aspereza y una extensión excesiva) son objetables no sólo por razones estéticas. Los defectos de apariencia pueden actuar como concentraciones de esfuerzos o sitios de corrosión, y pueden interferir con la inspección del ensamble soldado.

Grietas LAS GRIETAS REDUCEN tanto la resistencia mecánica como la vida de servicio. Actúan como elevadores de esfuerzos, disminuyendo la resistencia mecánica dei ensamble soldado y causando falla prematura por fatiga.

LOCALIZACIÓN DE PROBLEMAS UNA SOLDADURA FUERTE insatisfactoria por lo regular es el resultado de las siguientes deficiencias:

(3) Erosión - el metal de aporte ataca el metal base y reduce el espesor de ias piezas originales.

Si es posible identificar la causa básica de cada una de estas deficiencias, se podrá resolver el problema. La tabla 12.7 presenta una lista de los aspectos a considerar para cada mo de estos

(i) No hay mojado - no hay flujo capilar y quedan huecos. (2) Mojado excesivo - hay demasiado metal de aporte donde

no se desea, por ejemplo, en agujeros o en superficies maquinadas. problemas.



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Tabla 12.7 Soluciones a los problemas de soldadura fuerte típicos

PROBLEMA -No hay flujo, no moja CAUSAS: -Metal de aporte - Lote diferente o equivocado -Baja temperatura - mala técnica, error de termopar/controlador -Tiempo - demasiado corto -Piezas sucias - limpieza inadecuada -Mala atmósfera - muy poco fundente, fundente equivocado, gas o vacío deficiente -Falta de chapeado con Ni - hay oxidación del metal base -Separación excesiva - control de embonamiento deficiente

-Exceso de flujo o de mojado - Causa taponado de agujeros, suelda uniones equivocadas CAUSAS: -Temperatura demasiado alta - mala técnica, error de horno -Tiempo - demasiado largo -Demasiado metal de aporte - mala técnica, diferente espesor de separación -Metal de aporte - Lote diferente o equivocado -No se usó bloqueador

-Erosión - EI metal de aporte de soldadura fuerte carcome el metal original CAUSAS: -Temperatura demasiado alta - mala técnica, error de horno -Tiempo a temperatura demasiado largo - mala técnica, error de controlador -Demasiado metal de aporte - mala técnica, cambio en la separación, piezas en diferente

-Piezas trabajadas en frio - muy susceptibles -cambio de fabricante de las piezas -no se

-Los metales de aporte de soldadura fuerte están demasiado por encima del liquidus o hay

PROBLEMA

PROBLEMA

posición relativa

liberaron las tensiones

una concentración excesiva de depresores del punto de fusión

LATONADO

EL LATONADO SE efectua empleando un metal de aporte de soldadura fuerte que tenga un liquidus por encima de 450°C (840°F) pero por debajo del solidus de los metales base que se van a soldar. Como se señaló en la primera página del presente capitulo, el latonado se distingue de la soldadura fuerte en que el metal de aporte no se distribuye dentro de la unión por atrac- ción capilar. Ei metal de aporte se agrega a la unión en forma de varilla de soldadura o se deposita desde un electrodo de soldadura por arco.4 Los metales base no se funden, sólo lo hace el metal de aporte. La adhesión tiene lugar entre el metal de aporte depositado y los metales base calientes no fundidos, igual que en la soldadura fuerte convencional, pero sin un flujo capilar intencional. Los diseños de uniones para el latonado son simiia- res a los que se usan para la soldadura con oxiacetileno.

El latonado se inventó originalmente para reparar piezas de hierro colado agrietadas o rotas. La soldadura autógena dei hierro colado requiere un precalentamiento extenso y un enfriamiento lento, a fin de minimizar ia aparición de grietas y la

4. El latonado de hieno colado a veces se realiza con el proceso de soldadura p r arco de metal protegido. Véase el capitulo 2.

formación de cementita dura. Con el latonado, ias grietas y la cementita son más fáciles de evitar, y surgen menos problemas de expansión y contracción.

El latonado generalmente se realiza con un soplete de soldadura con gas oxicombustible, una varilla de latonado de aleación de cobre y un fundente apropiado. El latonado también puede hacerse con sopletes de arco de carbono, arco de tungsteno y gas y arco de plasma, sin fundente. El soplete de arco de carbono sirve para soldar láminas de acero galvanizado. Los sopletes de GTAW y PAW, que usan escudo de gas inerte, latonan bien con metales de aporte que tienen punto de fusión relativamente alto.

El latonado tiene las siguientes ventajas respecto a los procesos de soldadura por fusión convencionales:

(1) Se requiere menos calor para lograr la adhesión, lo que permite soldar más rápidamente y consumir menos combustible. El proceso produce poca distorsión a causa de la expansión y contracción térmicas.

(2) El metal de aporte depositado es relativamente blando y dúctil, fácil de maquinar y sometido a esfuerzos residuales bajos.

(3) Las soldaduras tienen suficiente resistencia mecánica para muchas aplicaciones.



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(4) El equipo es sencillo y fácil de usar. (5) Los metales quebradizos, como el hierro colado gris, se

pueden latonar sin un precalentamiento extenso. (6) EI proceso es una forma conveniente de unir metales

disímiles; por ejemplo, cobre a hierro colado y acero, y aleaciones níquel-cobre a hierro colado y acero.

El latonado tiene desventajas, a saber:

(1) La resistencia mecánica no puede ser mayor que la del metal de aporte.

(2) Las temperaturas de servicio del producto son más bajas que las de las soldaduras por fusión porque el metal de aporte tiene punto de fusión bajo. Si se usa metal de aporte de aleación de cobre, la temperatura de servicio no podrá ser mayor que 260°C (500°F) o incluso menos.

(3) La unión latonada puede ser propensa a corrosión galvá- nica y ataque químico diferencial.

(4) EI color del metal de aporte de latonado tal vez no se asemeje al del metal base.

EQUIPO EL LATONADO CONVENCIONAL se realiza con un soplete de soldadura con gas oxicombustible y el equipo asociado descrito en el capítulo 11. En algunas aplicaciones se puede necesitar un soplete de precalentamiento con gas oxicombustible. En aplicaciones especiales se usa equipo para soldadura por arco de carbono, por arco de tungsteno y gas o por arco de plasma, mismo que se describió en otros capítulos del Manual.

También puede requerirse equipo de sujeción y fijación para mantener las piezas en su lugar y alinear la unión.

MATERIALES Metales base EL LATONADO GENERALMENTE se usa para unir hierro colado y acero, y puede servir para unir cobre, níquel y aleaciones de ní- quel. Otros metales se pueden latonar con metales de aporte apropiados que los mojen y formen un enlace metalúrgico fuerte con ellos.

Es posible latonar ensambles de metales disímiles entre muchos de los metales arriba mencionados si se emplean metales de aporte adecuados.

Metales de aporte LOS METALES DE aporte para latonado comerciales son los latones que contienen aproximadamente 60% de cobre y 40% de cinc. Las aleaciones de latonado con pequeñas adiciones de estaño, hierro, manganeso y silicio tienen caracteristicas de flujo mejoradas y menor volatilización de cinc, eliminan oxígeno e incrementan la fortaleza y dureza de la soldadura. EI metal de aporte con adición de níquel (10%) tiene un color más blanco y mayor resistencia mecánica.

En la tabla 12.8 se presenta la composición química y las propiedades de tres varillas de soldadura de cobre-cinc que se emplean para latonar. La resistencia a la tensión mínima de la unión será de aproximadamente 40 a 60 ksi (275 a 413 MPa). La resistencia mecánica de la unión decae rápidamente cuando el ensamble latonado está por encima de 260°C (500°F).

Como un latonado es una unión bimetálica, es preciso considerar la corrosión en su aplicación. La unión soldada estará sujeta a corrosión galvánica en ciertos entornos, y el metal de aporte puede ser menos resistente a ciertas disoluciones quími- cas que el metal base.

Fundentes LOS FUNDENTES PARA latonado son compuestos patentados de- sarrollados para latonar determinados metales base con varillas de metal de aporte de latón. Estos fundentes se diseñan para usarse a temperatura más altas que las que prevalecen en operaciones de soldadura fuerte, por lo que permanecen activos durante más tiempo a temperatura que fundentes similares utilizados para soldadura fuerte capilar. Los siguientes tipos de fundentes son de uso general para el latonado de hierro y aceros:

(1) Un fundente básico que limpia el metal base y las franjas de soldadura y coadyuva en el recubrimiento previo (estañado) del metal base. Se utiliza para acero y para hierro maleable.

(2) Un fundente que realiza las mismas funciones que el fundente básico y además suprime la formación de vapores de óxido de cinc.

(3) Un fundente formulado especificamente para latonar hierro colado gris o maleable. Contiene óxido de hierro o dióxido de manganeso que se combinan con el carbono libre de la superficie del hierro colado y lo eliminan.

EI fundente puede aplicarse con uno de estos cuatro métodos:

Tabla 12.8 Varillas de soldadura de cobre-cinc para latonado

Composición quimica aproximada, % Resistencia a la tensión min. Temperatura de liquidus Clasificación de la AWS' Cobre Cinc Estai0 Hierro Niquel ksi MPa "F "C

RBCuZn-A 60 39 1 40 275 1650 900 RBCuZn-C 60 38 1 1 50 344 1630 890 RBCuZn-D 50 40 10 60 41 3 1714 935

Si desea información adicional, consulte las especificaciones A5.7 y A5.8 de la AWS.



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(1) La varilla de aporte caliente puede meterse en el fundente

(2) El fundente puede aplicarse con brocha sobre la unión

(3) La varilla de aporte puede recubrirse previamente con

(4) El fundente puede introducirse por medio de la flama de

para transferirlo a la unión durante el latonado.

antes de latonar.

fundente.

gas oxicombustible.

CONSIDERACIONES METALÚRGICAS EN EL LATONADO, el enlace entre el metal de aporte y el metal base es el mismo que ocurre en la soldadura fuerte convencional. El metal base limpio se calienta hasta una temperatura en la que su superficie se moja con el metal de aporte fundido y produce un enlace metalúrgico entre ellos. La limpieza es indispensable; la presencia de suciedad, aceite, grasa, película de óxido o carbono inhibe el mojado.

Una vez mojado el metal base, hay difusión entre éste y el metal de aporte en una zona angosta de la zona de unión. De hecho, en algunos metales base el metal de latonado puede penetrar un poco en las fronteras de los granos del metal base, contribuyendo aún más a la fortaleza de la unión.

Los materiales de aporte para latonado son aleaciones con la suficiente ductilidad en su estado colado para fluir plásticamente durante la solidificación y el enfriamiento subsecuente. Por tanto, las aleaciones toleran los esfuerzos de contracción. Las aleaciones bifásicas con un constituyente de bajo punto de fusión en las fronteras de los granos no se pueden emplear, pues se forman grietas en las fronteras durante la solidificación y el enfriamiento.

APLICACIONES GENERALES DEL PROCESO LA PRINCIPAL APLICACIÓN del latonado es la reparación de piezas de hierro colado y acero rotas o defectuosas. Ya que es factible reparar componentes grandes en su lugar, el ahorro en términos de costos es considerable. El latonado también une con rapidez láminas y tubos de acero dulce de calibre delgado en casos en que la soldadura autógena sería difícil.

Los ductos de acero galvanizado se latonan con una fuente de calor de arco de carbono. La temperatura de latonado se mantiene por debajo de la temperatura de vaporización del cinc, lo cual minimiza la pérdida del recubrimiento protector de cinc de las superficies de acero, pero expone al soldador a una cantidad significativa de vapores de cinc, por lo que se requiere ventilación de extracción.

Los espesores de metales que se pueden latonar van desde láminas de calibre delgado hasta secciones de hierro colado muy gruesas. Se usan soldaduras de filete y de surco para latonar uniones a tope, de esquina, traslapadas y en “T”.

PROCEDIMIENTO DE LATONADO Fijación POR LO REGULAR se requiere una fijación adecuada para tnante- ner las piezas en el lugar correcto y bien alineadas para el latonado. Para reparar grietas y defectos en piezas de hierro

colado, puede ser que no se necesite fijación si la pieza no se fragmentó.

Preparación de las uniones LOS DISEÑOS DE unión para latonado son similares a los de la soldadura con oxiacetileno. En espesores de más de 3 mm (3/32 pulg), los surcos en “V” sencillos o dobles se preparan con un ángulo incluido de 90 a 120 grados, a fin de proveer áreas de unión extensas entre el metal base y el metal de aporte. Es posible usar surcos cuadrados con espesores de menos de menos de 3 mm (3/32 pulg).

Las caras preparadas de la unión y las superficies adyacentes del metal base se deben limpiar con el fin de eliminar todo rastro de óxido, suciedad, grasa, aceite y demás materiales extraños. En el hierro colado, las caras de la unión también deben estar libres de embarraduras de grafito remanentes de un maquinado previo. EI grafito puede eliminarse calentando rápidamente el hierro colado hasta que adquiera un color rojo opaco y cepillán- dolo con alambre una vez que se haya enfriado a negro vivo. Si la pieza colada se empapó con aceite, se deberá calentar a 320 - 650°C (600 - 1200°F) para quemar el aceite, y las superficies deberán cepillarse con alambre para eliminar cualquier residuo.

En el latonado de producción de componentes de hierro colado, las superficies por unir normalmente se limpian por inmersión en un baño electrolítico de sal fundida.

Precalentamiento ES POSIBLE QUE se requiera precalentamiento para evitar la formación de grietas por esfuerzos inducidos térmicamente en piezas de hierro colado grandes. Si se precalienta el cobre se reducirá la cantidad de calor exigida al soplete de latonado y el tiempo requerido para completar la operación.

EI precalentamiento puede ser local o general. La temperatura deberá estar entre 425 y 480°C (800 y 900°F) para el hierro colado, y se pueden usar temperaturas más altas para el cobre. Una vez que se completa el latonado de piezas de hierro colado, se les debe aislar térmicamente para que se enfríen con lentitud hasta la temperatura ambiente y así minimizar la creación de esfuerzos inducidos térmicamente.

Técnica LA UNIÓN POR latonar con flama de gas oxicombustible debe alinearse y fijarse en la posición correcta. Si se requiere fundente, se aplica a una varilla de aporte precalentada (a menos que la varilla ya venga recubierta de fundente) y también se rocía sobre uniones gruesas mientras se calientan con el soplete. El metal base se calienta hasta que el metal de aporte se derrite, moja el metal base y fluye hacia las caras de la unión (recubrimiento previo). A continuación, la operación de latonado avanza a lo largo de la unión, precalentando las caras y llenando el surco con una o más pasadas, empleando técnicas similares a las de soldadura con gas oxicombustible. Si se usa flama de oxiacetileno, el cono interno no deberá dirigirse a los metales de aporte de aleación cobre-cinc, ni a los metales base de hierro o acero.

Si se emplean sopletes de arco eléctrico, la técnica es similar a la del latonado con flama, excepto que casi nunca se usa fundente.



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TIPOS DE SOLDADURAS obtener uniones con buena resistencia mecánica, el área de uniLn entre el metal de aporte de latonado y el metal base debe ser

SE EMPLEAN SOLDADURAS de surco, filete y borde para latonar ensambles hechos con láminas y placas, tubos y conductos, varillas y barras, piezas coladas y piezas forjadas. Si se desea

suficiente. La geometría del surco de soldadura debe tener un área facial tal que la unión no falle a lo largo de las superficies de contacto.

PRÁCTICAS SEGURAS PARA SOLDADURA FUERTE LOS PELIGROS QUE presentan las operaciones de soldadura fuerte son similares a los que se asocian a la soldadura autógena y el corte. Algunos elementos se vaporizan a las temperaturas de soldadura fuerte y producen gases tóxicos. El personal y las instalaciones requieren protección contra materiales calientes, gases, humos, choque eléctrico, radiación y sustancias quimicas.

Los requisitos de seguridad mínimos para la soldadura fuerte se especifican en ANSI 249.1, Seguridad al soldar y cortar,’ publicada por la American Welding Society, Miami, Florida. Esta norma se aplica a la soldadura fuerte, el latonado y la soldadura blanda, así como a otros procesos de soldadura autó- gena y corte.

PRÁCTICAS SEGURAS DE ÁREA GENERAL EL EQUIPO PARA soldadura fuerte, máquinas, cables y demás aparatos deben colocarse de modo que no representen un peligro para el personal en las áreas de trabajo, pasillos o escaleras, que siempre deben mantenerse limpios y ordenados.

Se recomienda fijar letreros de precaución que se ajusten a los requisitos de ANSI 2535.2, Letreros de seguridad para eiitorizos e instalaciones, indicando los peligros aplicables y los requisitos de seguridad.

PROTECCIÓN PERSONAL Ventilación E S INDISPENSABLEQUE haya una ventilación adecuada para que el personal no inhale los gases y humos que se generan durante la soldadura fuerte. Algunos metales de aporte y metales base contienen materiales tóxicos como cadmio, berilio, cinc, mercurio o plomo, que se vaporizan durante la soldadura fuerte. Los fundentes contienen compuestos de fluor, cloro y boro, que son perjudiciales si se inhalai1 o entran en contacto con los ojos o la piel.

Los disolventes como los hidrocarburos clorados, y los con- puestos de limpieza como ácidos y álcalis, pueden ser tóxicos o inflamables, o causar quemaduras químicas si están presentes en el entorno de soldadura fuerte.

A fin de evitar la asfixia, se debe utilizar con cautela los hornos de atmósfera protectora, cuidando que se purguen con aire antes de que el personal entre en ellos.

5. Aniencan National Standards Institute (ANSI), 1430 Broadway, NY, 10018.

Protección para el rostro y los ojos LAPROTECCI~NPARA el rostro y los ojos debe cumplir con ANSI 287.1, Prácticas ocupacionales y educacionales para proteger los ojos y el rostro. Los operadores y sus ayudantes deberán usar gafas o lentes de seguridad con filtros del tono cuatro o cinco cuando suelden en fuerte con soplete. Los operadores de equipo de soldadura fuerte por resistencia, por inducción, o por inmer- sión en baño de sal deberán usar caretas, gafas o lentes de seguridad, según sea apropiado, a fin de protegerse la cara y los ojos.

Ropa protectora LA ROPA PROTECTORA apropiada para la soldadura fuerte deberá cubrir debidamente el cuerpo y ses de materiales que minimicen las quemaduras causadas por salpicaduras o radiación. Son preferibles los materiales gruesos de lana o algodón, ya que se prenden con menor facilidad. Toda la indumentaria deberá estar libre de aceite, grasa y disolventes combustibles. Los latonado- res deberán usar guantes resistentes al calor hechos de cuero u otro material apropiado.

Equipo protector respiratorio CUANDO LOS CONTROLES corno la ventilación no logran reducir la contaminación del aire a niveles tolerables, o en los casos en que no es posible poner en práctica tales controles, se deberá usar equipo de respiración para proteger al personal de concentraciones peligrosas de contaminantes en el aire. Sólo debe usarse equipo de protección respiratoria aprobado. En Estados Unidos, tal aprobación corre por cuenta del National Institute of Occupational Safety and Health (NIOSH) y la Mine Safety and Health Administration (MSHA). La selección del equipo apropiado deberá ajustarse a ANSI 288.2.

ETIQUETAS PRECAUTORIAS Y HOJAS DE DATOS DE SEGURIDAD DE MATERIALES LAS OPERACIONES DE soldadura fuerte presentan riesgos potenciales por humos, gases, choque eléctrico, calor y radiación. En los casos aplicables, se deberá prevenir al personal de tales riesgos empleando etiquetas precautorias apropiadas según las pautas de ANSYASC 249.1. En las figuras 12.27 a 12.30 se muestran ejemplos de tales etiquetas.



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PRECAUCION: PROTEJASE usted mismo y a los demás. Lea y entienda esta etiqueta.

Los HUMOS Y GASES pueden ser peligrosos para ia salud. Los RAYOS DEL ARCO pueden dañar los ojos y quemar la piei. Los CHOQUES ELÉCTRICOS pueden ser MORTALES.

Antes de usar, lea y entienda ias instrucciones del fabricante, las hojas de datos de seguridad de materiales y las prácticas de seguridad de su empresa.

Mantenga la cabeza fuera de los humos.

Utilice suficiente ventilación, extractor en el arco, o ambas cosas, para evitar que los humos y gases invadan su zona de respiración y el área general.

Utilice protección para ojos, cara y cuerpo correcta.

No toque componentes eléctricos que lleven comente.

Consulte la norma ANSI 249.1, Seguridad al soldar y cortar, publicada por la American Welding Society, 550 N.W. LeJeune Rd., P.O. Box 351040, Miami, Florida, 33135; las normas de seguridad y salud de OSHA, 29 CFR 1910, disponibles de U.S. Government Printing Office, Washington, D.C. 20402.

NO RETIRE ESTA ETIQUETA

~~ ~

Figura 12.27-Etiqueta precautoria para procesos y equipo de soldadura por arco

PRECAUCION: PROTÉJASE usted mismo y a los demás. Lea y entienda esta etiqueta.

Los HUMOS Y GASES pueden ser peligrosos para la salud. Los RAYOS CALORIFICOS (RADIACION INFRARROJA de las flamas o el metal caliente) pueden dañar los ojos.

Antes de usar, lea y entienda las instrucciones del fabricante, las hojas de datos de seguridad de materiales y las prácticas de seguridad de su empresa.


Utilice suficiente ventilación, extractor en la flama, o ambas cosas, para evitar que los humos y gases invadan su zona de respiración y el área general.

Utilice protección para ojos, cara y cuerpo correcta.

Consulte la norma ANSI 249.1, Seguridad al soldary cortar, publicada por la American Welding Society, 550 N.W. LeJeune Rd., P.O. Box 351040, Miami, Florida, 33135; las normas de seguridad y salud de OSHA, 29 CFR 1910, disponibles de U.S. Government Printing Office, Washington, D.C. 20402.


Figura 12.28-Etiqueta precautoria para procesos de soldadura con gas oxicombustible



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PRECAUCION CONTIENE CADMIO, protéjase usted mismo y a los demás. Lea y entienda esta etiqueta.

LOS VAPORES SON VENENOSOS Y PUEDEN SER MORTALES


No respire los vapores. Debe evitarse incluso la exposición breve a altas concentraciones.

Utilice suficiente ventilación, extractor en el trabajo, o ambas cosas, para evitar que los humos y gases invadan su zona de respiración y el área general. Si esto no es posible, utilice respiradores con suministro de aire.

Mantenga a los niños alejados mientras se usa.

Consulte la norma ANSI 249.1, Seguridad alsoldary cortar, publicada por la American Welding Society, 550 N.W. LeJeune Rd., P.O. Box 351040, Miami, Florida, 33135; las normas de Seguridad y salud de OSHA, 29 CFR 1910, disponibles de U.S. Government Printing Office, Washington, D.C. 20402.

Si después del uso experimenta dolor en el pecho, dificultad para respirar, tos o fiebre, obtenga auxilio médico de inmediato.


Figura 12.29-Etiqueta precautoria para metales de aporte de soldadura fuerte que contienen cadmio

Procesos de soldadura fuerte por resistencia y por inducción COMO MiNIMO, DEBE colocarse la información que se muestra en la figura 12.27, o su equivalente, en los recipientes de materiales consumibles y en los equipos principales, como fuentes de potencia, alimentadores de alambre y controles empleados en los procesos de soldadura fuerte por resistencia eléctrica o por inducción. El trabajador debe tener a la vista la información, que puede estar en un rótulo, una etiqueta u otra forma impresa, según se define en ANSI 2535.2 y ANSI 2535.4, Letreros y rótulos de seguridad de productos.

Procesos de soldadura fuerte con gas oxicombustible, en horno o por inmersión COMO MiNIMO, DEBE coiocarse ia información que se muestra en la figura 12.28, o su equivalente, en los recipientes de inate- riales consumibles y en los equipos principales empleados en los procesos de soldadura fuerte con gas oxicombustible, en horno (excepto al vacío) y por inmersión. El trabajador debe tener a la vista la información, que puede estar en un rótulo, una etiqueta u otra forma impresa, según se define en ANSI 2535.2 y ANSI 2535.4.

Metales de aporte que contienen cadmio COMO MiNIMO, LOS metales de aporte que contengan mas del O. 1 % en peso de cadmio deben llevar la información que se muestra en la figura 12.29, o su equivalente, en etiquetas, cajas

u otros recipientes, y en todos los rollos, tiras o alambres que no se suministren al usuario en un recipiente rotulado. Los requisitos de rotulación deben ajustarse además a lo prescrito en ANSI 2535.4.

Fundentes de soldadura fuerte que contienen fluoruros COMO MiNIMO, LOS fundentes para soldadura fuerte y las sales para baño salino de aluminio (soldadura fuerte por inmersión) que contengan compuestos de fluor deben llevar información precautoria según se muestra en la figura 12.30, o su equivalente, en etiquetas, cajas, frascos u otros recipientes. Los rótulos para otros fundentes deben cumplir con los requisitos de ANSI Z 129.1, Rotulación precautoria para qici'niicos indicstrialespe- ligrosos.

Hojas de datos de seguridad de materiales Los PROVEEDORES DE materiales para soldadura fuerte deben proporcionar hojas de datos de seguridad de materiales (MSDS), o su equivalente, para identificar los materiales peligrosos presentes, si acaso, en sus productos. Las hojas de datos se prepa- rarán y distribuirán a los usuarios de acuerdo con lo prescrito en OSHA 29CFR 1910.1200, Nornta de coniunicación depeligros.

Los fundentes, metales de aporte, recubrimientos y atmósfe- ras empleados en soldadura fuerte pueden contener varios materiales potencialmente peligrosos. Si los humos o gases de un producto contienen un componente cuyo valor limitante individual se excederá antes de alcanzarse el límite general de humos



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PRECAUCI6N: CONTIENE FLUORUROS, protéjase usted mismo y a los demás. Lea y entienda esta etiqueta.

LOS VAPORES Y GASES PUEDEN SER PELIGROSOS PARA LA SALUD. QUEMA LOS OJOS Y LA PIEL AL CONTACTO. PUEDE SER FATAL SI SE INGIERE



Utilice suficiente ventilación, extractor en el trabajo, o ambas cosas, para evitar que los humos y gases invadan su zona de respiración y el área general.

Evite el contacto del fundente con los ojos y la piel.

No se ingiera.

Manténgase fuera del alcance de los niños.

Consulte la norma ANSI 249.1, Seguridad al soldar y cortar, publicada por la American Welding Society, 550 N.W. LeJeune Rd., P.O. Box 35 1040, Miami, Florida, 33135; las normas de seguridad y salud de OSHA, 29 CFR 1910, disponibles de U.S. Government Printing Office, Washington, D.C. 20402.

Primeros auxilios: Si el fundente entra en contacto con los ojos, enjuague inmediatamente con agua limpia durante por lo menos 15 minutos. S ; se ingiere, indúzcase el vómito. Nunca debe administrarse oralmente ninguna sustancia a una persona inconsciente. Llame a un médico.


Figura 12.3û-Etiqueta precautoria para fundentes de soldadura fuerte y soldadura con gas que contienen fluoruros

de soldadura fuerte de 5 mg)m3, el componente se identificará en la hoja de datos. Estos componentes incluyen los materiales de bajo PEL antes mencionados, pero no están limitados a ellos.

PREVENCIÓN Y PROTECCIÓN CONTRA INCENDIOS SI DESEA INFORMACIÓN detallada sobre la prevención y protec- ción contra incendios en los procesos de soldadura fuerte, consulte NFPA 5 lB, Protección contra incendios durante el uso de procesos de corte y soldadura.

De preferencia, la soldadura fuerte debe realizarse en áreas designadas especificamente para ello, diseñadas y construidas a modo de minimizar el riesgo de incendio. No deberá soldarse en fuerte si la atmósfera es inflamable o si gases (como el hidróge- no) que pueden volverse inflamables al mezclarse con el aire no se confinan de manera que no puedan liberarse a la atmósfera.

Durante la soldadura fuerte debe haber suficiente equipo para extinción del fuego listo para usarse. El equipo puede consistir en cubetas con agua o una manguera, cubetas de arena, extinguidores portátiles o un sistema de rociado automático, dependien-

do de la naturaleza y la cantidad de material combustible que haya en el área adyacente.

Antes de comenzar a soldar en fuerte en un lugar que no haya sido designado especificamente para tal fin, se requerirá la inspección y autorización por parte de una persona responsable.

Al reparar recipientes que han contenido materiales inflamables o peligrosos, hay la posibilidad de explosiones, incendios y la liberación de vapores tóxicos. Los soldadores deben estar perfectamente familiarizados con ANSI/AWS F4.1, Prácticas seguras recomendadas de preparación para soldar y cortar recipientes y tuberías que han contenido sustancias peligrosas de la American Welding Society.

Si desea mayor información, consulte las especificaciones estatales, locales y federales aplicables así como el Brazing Manual de la AWS.

Atmósferas para soldadura fuerte EN OCASIONES SE utilizan gases inflamables como atmósferas para operaciones de soldadura fuerte en homo. Dichos gases incluyen gas combustible quemado, hidrógeno, amoniaco diso-



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ciado y mezclas nitrógeno-hidrógeno. Antes de introducir tales atmósferas, el homo o retorta deberá purgarse de aire empleando procedimientos seguros recomendados por el fabricante del homo.

El área debe contar con ventilación suficiente que extraiga y descargue en un lugar seguro los gases explosivos o tóxicos que podrian emanar del purgado de los homos y las operaciones de soldadura fuerte. Es preciso consultar los reglamentos ambientales locales durante el diseño del sistema de extracción.

Peligro por vapor de agua de materiales húmedos EN LA SOLDADURA fuerte (y blanda) por inmersión, las piezas que se van a sumergir en el bafio deben estar completamente secas. La humedad en las piezas causará una generación instan-

tánea de vapor que puede expulsar el contenido del recipiente de inmersión en fonna explosiva. Un secado previo de las piezas conjura este peligro. Si es preciso agregar fundente complementario, deberá secarse para eliminar tanto la humedad superficial como el agua de hidratación.

PELIGROS ELÉCTRICOS TODO EL EQUIPO eléctrico que se use para soldadura fuerte deberá ajustarse a ANSIINFPA 70, Código Eléctrico Nacional (edición más reciente). El equipo deberá ser instalado por personal calificado bajo la dirección de un supervisor eléctrico competente. Antes de usarse en producción, el equipo deberá ser inspeccionado por personal de seguridad competente a fin de garantizar que su operación sea segura.

LISTA DE LECTURAS COMPLEMENTARIAS American Society for Metals. Metals handbook, vol. 6, 9” ed.

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SOLDADURA BLANDA

Historia ~

424

Fundamentos 424

Pasos básicos para una soldadura blanda satisfactoria 425

Soldaduras blandas 427

Fundentes 434

Diseño de las uniones 438

Limpieza previa y preparación de las superficies 440

Consideraciones de proceso en soldadura blanda 441

Métodos y equipo para soldadura blanda 442

Tratamiento de los residuos de fundente 445

Inspección y prueba 445

Propiedades de las soldaduras blandas y de las uniones soldadas 446

Practicas seguras en la soldadura blanda 446



R. E. Beal, Presidente Amalgamated Technologies

W. G. Bader Consultor

MIEMBRO DEL COMITÉ DEL MANUAL DE SOLDADURA: C. W. Case Inco Alloys International



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SOLDADURA BLANDA H ISTOR IA LA SOLDADURA BLANDA es una tecnología que ha estado en continuo desarrollo desde los tiempos antiguos. Muchos artefac- tos descubiertos en excavaciones arqueológicas fueron unidos por soldadura blanda. AI parecer, la tecnología ha existido durante varios milenios, cambiando con el descubrimiento de conocimientos metalúrgicos y nuevos metales.

Las aleaciones de cobre y de plomo fueron las primeras que se unieron. Los primeros metalúrgicos aprendieron a identificar

las aleaciones eutécticas en sistemas binarios. EI empleo de estas aleaciones hizo posible la soldadura blanda para unir formas simples y producir objetos complejos de joyería y utensilios. La Revolución Industrial promovió el uso de las uniones soldadas en blando. Los avances en la unión con aleaciones, técnicas de procesamiento y aplicaciones continúan hoy día. La soldadura blanda se emplea ahora en aplicaciones industriales, comunica- ciones por satélite, computadores y el programa espacial.

FUNDAMENTOS DEFINICIÓN LA SOLDADURA BLANDA se define como un grupo de procesos de unión que producen la coalescencia de metales mediante calentamiento hasta la temperatura de soldadura blanda y empleo de un metal de aporte (soldado) cuya linea de cambio a fase líquida (liquidus) no rebasa los 450°C (840°F) y está por debajo de la línea de cambio a fase sólida (solidus) de los metales base. EI soldado se distribuye por acción capilar en las superficies de empalme de la unión, que embonan íntimamente.

PRINCIPIOS Y PRÁCTICAS DE SOLDADURABLANDA LAUNION SOLDADA en blando generalmente se considera como un enlace metalúrgico entre el metal de aporte de soldadura blanda y los metales base que se unen. La resistencia mechica de la unión puede mejorarse con la configuración mecánica de la unión. Algunas uniones soldadas en blando no presentan enlace metalúrgico, pero se mantienen unidas por ias propiedades de adhesión de las interfaces.

La unión metalúrgica soldada en blando se produce por una reacción entre los metales base y el metal de aporte. La aleación de soldadura blanda se aplica como metal liquido que moja la unión y se extiende sobre ella, y que generalmente forma una capa de un compuesto intermetálico con una pequena cantidad del metal base. AI solidificarse, ia unión se mantiene íntegra por la misma atracción entre átomos adyacentes que mantienen inte- gro un trozo de metal sólido.

Para obtener una unión soldada en blando íntegra se debe seleccionar y usar los materiales y procesos correctos. Hay muchos metales de aporte, procesos, métodos, procedimientos y equipos para soldadura blanda, y se unen muchas aleaciones metálicas. Una aplicación específica requiere la consideración de todos estos factores si se han de obtener resultados de fabrica- ción y servicio óptimos. EI presente capitulo es en esencia un resumen de la tecnología de soldadura blanda, y cubre los principios y prácticas con cierto detalle. Se trata la selección de metales de aporte, el diseño de las uniones, la limpieza de los metales, los métodos de calentamiento, los fundentes y las propiedades de las uniones. En la figura l se comparan los intervalos de temperatura de aleaciones de soldadura blanda de uso común con los puntos de fusión de los metales base.

La soldadura blanda es un proceso de unión de metales atractivo. Un factor importante en su popularidad es que un proceso de tan baja temperatura ejerce un efecto mínimo sobre las propiedades de los metales base. La baja temperatura empleada para soldar requiere un bajo aporte de energia y permite un control preciso del proceso. Es posible adoptar una amplia gania de procesos de calentamiento, lo que da flexibilidad a los procedimientos de diseiio y fabricación. La automatización ino- denia produce grandes cantidades de uniones en circuitos eléc- tricos y electrónicos. La coiifiabilidad de la unión puede ser considerable si se controlan cuidadosaineiite los procesos. Las uniones defectuosas que ocasionalmente se producen se pueden reparar con gran facilidad. La tecnología de soldadura blanda es esencial para la industria moderna.



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S O L D A D U R A B L A N D A 425

SOLDADOS

METAL BASE

I HIERRO Y ACERO

NiQUEL - ORO -

PLATA -

ALUMINIO -

CINC - ESTAÑO-PLOMO PLOMO-

ESTAÑO-

600

200 p l$

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5

3

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" \ ESTAÑO-

PLOMO- BISMUT0

Figura 13.1-Intervalos de temperatura de los soldados comparados con los puntos de fusión de los metales

base

PROPIEDADES FíSICAS Y QUiMiCAS EN LA SOLDADURA BLANDA EN LA PREPARACION y ejecución de la unión soldada en blando intervienen muchos principios de las ciencias físicas. La quími- ca, la física y la metalurgia son las principales disciplinas implicadas en la soldadura blanda.

El mojado y la extensión o esparcimiento de los metales de aporte de soldadura blanda sobre superficies metálicas están condicionados por las propiedades de tensión superficial de los

materiales en cuestión y del grado de aleación que tiene lugar durante la acción de soldadc. La soldadura blanda normalmente requiere la presencia de un fundente que limpia el metal que se va a unir y reduce la tensión superficial entre el metal fundido y el sustrato sólido. Esta acción mejora el mojado y la extensión del metal de aporte.

Se dice que hay mojado cuando el metal de aporte deja una película permanente continua en la superficie del metal base. La aleación depende de la solubilidad del metal base en el metal de aporte fundido. Un alto nivel de aleación entre el metal base y el de soldadura blanda puede retardar el esparcimiento; por tanto, los buenos metales de aporte para soldadura blanda sólo disuelven una cantidad moderada de metal. Es posible que se formen compuestos intermetálicos, dependiendo de los sistemas metálicos en cuestión.

Muchas uniones de soldadura blanda se diseñan con separaciones que requieren capilaridad entre el metal de aporte y el metal base. La atracción capilar se mejora al reducir la tensión superficial, estrechar la separación de la unión y usar un fundente del tipo de desplazamiento altamente compatible.

Los principios que actúan durante la soldadura blanda exigen que las superficies de los materiales que se van a unir estén limpias de suciedad, óxidos u otros contaminantes para poder obtener una buena unión. Una función del fundente es la de realizar una limpieza final al reaccionar químicamente con la superficie del metal. Este ataque debe ser suave pero efectivo. Cubrir la superficie con fundente no puede ser sustituto de la limpieza previa.

Cuando se calienta, el fundente se activa, limpia las superficies con las que hace contacto y protege las áreas limpias contra la oxidación durante la soldadura blanda. El metal de aporte se aplica una vez que la unión se ha calentado a la temperatura de soldadura blanda. Las superficies están protegidas por el fundente activado durante la acción de soldadura blanda. Una vez que se en- frían las uniones soldadas, puede haber residuos de fundente que deben eliminarse a fin de evitar un deterioro prematuro de la unión.

Los problemas físicos que afecten el mojado, el esparcimien- to y la acción capilar pueden redundar en uniones insatisfacto- rias. Estos problemas pueden ser una condición deficiente de las superficies o un fundente inadecuado. Algunos metales, como el cromo, no se mojan fácilmente con la mayor parte de los metales de aporte de soldadura blanda conocidos. La deshumec- tación es la retracción del soldado en una superficie ya mojada que deja áreas de cobertura incompleta. Una limpieza insuficiente, un fundente inapropiado o un metal de aporte con la composición equivocada son las causas principales de la deshumectación.

PASOS BÁSICOS PARA UNA SOLDADURA BLANDA SATIS FACTOR IA

base. La selección del fundente y la preparación de la superficie dependen hasta cierto punto de la soldabilidad en blando de los matenales base que se van a unir.

SELECCIÓN DEL METAL BASE LOS METALES BASE por 10 regular se escogen porque poseen propiedades específicas requeridas por el diseño del componente o la pieza. Entre ellas están ia resistencia mecánica, la ductilidad, la conductividad eléctrica, el peso y la resistencia a la

SELECCIÓN DEL METAL DE APORTE corrosión. Cuando se requiere soldadura blanda, también es preciso considerar la soldabilidad en blando de los materiales

EL METAL DE aporte se selecciona de modo que ofrezca buen flujo, penetración y mojado durante la operación de soldadura



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426 S O L D A D U R A B L A N D A

blanda, y las propiedades de unión deseadas en el producto terminado.

SELECCIÓN DEL FUNDENTE EL PROPÓSITO DEL fundente es mejorar el mojado de los materiales base por el metal de aporte, al eliminar películas de deslustre de superficies previamente limpias y al evitar la oxi- dación durante la operación de soldadura blanda. La selección del tipo de fundente por lo regular depende de la facilidad con que un material puede soldarse en blando. Los fundentes de resina (colofonia) se usan con los metales base de aplicaciones eléctricas y electrónicas o con metales que previamente se hayan recubierto con un acabado soldable en blando. Los fundentes inorgánicos se usan mucho en la soldadura blanda industrial, en

plomería y para soldar radiadores de vehículos. Las necesidades de fundente para soldar en blando diversas aleaciones y metales se indican en la tabla 13.1.

DISEÑO DE LAS UNIONES LAS UNIONES DEBERAN diseñarse de modo que satisfagan las necesidades del ensamble terminado y permitan la aplicación del fundente y el metal de aporte empleando el proceso de soldadura blanda seleccionado. El diseño de la unión debe ser tal que se mantenga la separación debida durante el calentamiento. Puede haber necesidad de fijaciones especiales, o los materiales pueden sujetarse por aplastamiento, ensartarse, envolverse o mantenerse juntos de alguna otra manera.

Tabla 13.1 Necesidades de fundente para metales, aleaciones y recubrimientos

Metal o aleación base, Fundente y/o soldado No se recomienda soldar en o acabado aplicado especiales blando'

Resina Orgánico Inorgánico - - Aluminio - X

Bronce de aluminio Berilio Berilio-cobre Latón X X X - - Cadmio X X X - - Hierro colado Cromo Cobre Cobre-cromo dobre-níquel X X X - -

- - Cobre-silicio X - - Oro X X X - - Inconel X - Plomo X X X ' - - Magnesio - - - - X Bronce al manganeso X

Níquel X X - - Níquel-hierro X X

X Nicromo - - - - Paladio X X X - - Platino X X X - - Rodio X - - Plata X X X

- - -

- - - - (alta resistencia a la tensión) Monel - X X - -

- - - -

- - - -

- - Acero inoxidable X - - Acero X - - Estaio X X X - - Bronce al estaño X X X - - Estaño-plomo X X X - - Estaño-níquel X X - - Estaño-cinc X X X - -

X Tit an i o

- -

-

- - - -

* Con los procedimientos correctos, como un recubrimiento previo, casi todos los metales pueden soldarse en blando.



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LIMPIEZA PREVIA TODAS LAS SUPERFICIES metálicas que se vayan a unir por soldadura blanda deberán limpiarse antes de ensamblarse para facilitar el mojado del metal base por parte del soldado. EI fundente no debe considerarse como sustituto de la limpieza previa. Puede ser necesario un recubrimiento previo del material base si éste es dificil de soldar en blando.

PROCESO DE SOLDADURA BLANDA EL PROCESO DE soldadura blanda debe escogerse de modo que provea la temperatura de soldadura blanda, distribución de calor

y tasa de calentamiento y enfriamiento apropiadas requeridas para el producto que se va a ensamblar.

La aplicación del metal de aporte y el fundente dependerá de la selección del proceso de soldadura blanda.

TRATAMIENTO DE LOS RESIDUOS DE FUNDENTE LOS RESIDUOS DE fundente deben eliminarse después de soldar a menos que el fundente esté diseñado especificamente para consumirse durante el proceso.

SOLDADURASBLANDAS LAS SOLDADURAS BLANDAS o soldados generalmente tienen un punto o intervalo de fusión por debajo de 425°C (800°F). Existe una amplia gama de metales de aporte de soldadura blanda en el mercado diseñados para unir la mayor parte de los metales y aleaciones industriales. Estos soldados generalmente fluyen satisfactoriamente si se emplea el fundente adecuado, mojan bien la superficie y producen uniones con propiedades satisfactorias. Las aleaciones estaño-plomo son los metales de aporte de soldadura blanda más ampliamente utilizados. En las secciones que siguen hablaremos de estas aleaciones y de otros metales de aporte comunes.

SOLDADOS DE ESTAÑO-PLOMO LOS METALES DE aporte de aleación estaño-plomo son los que más ampliamente se usan para unir metales. La mayor parte de los fundentes comerciales, métodos de limpieza y procesos de soldadura blanda se pueden usar con soldados de estaño- plomo.

AI describir los soldados, se acostumbra indicar primero el contenido de estaño. Por ejemplo, el soldado 40/60 tiene 40% de estaño y 60% de plomo.

La mejor forma de ilustrar el comportamiento de las diversas aleaciones de estaño-plomo es por su diagrama de constitución, el cual se muestra en la figura 13.2. Se emplean los siguientes términos para describir el diagrama:

(1) La temperatura de solidus es la temperatura más alta en la que un metal o aleación es completamente sólido. Ésta es la curva ACEDB de la figura 13.2.

(2) La temperatura de liquidus es la temperatura más baja en la que un metal o aleación es completamente liquido. Ésta es la curva AEB de la figura 13.2.

(3) Una aleación eutéctica es una aleación que se funde a una temperatura precisa y no dentro de un intervalo de temperaturas. La temperatura eutéctica es la temperatura de solidus en la curva CED de la figura 13.2. La aleación eutéctica es la composición indicada en el punto E de esa figura. Esta aleación tiene aproximadamente 63% en peso de estaño.

(4) El intervalo de fusión es la temperatura entre el solidus ACEDB y el liquidus AEB en la que el soldado está parcialmente

fundido. Como puede verse en la figura 13.2, el plomo puro se funde a 327°C (621°F) (punto A) y el estaño puro se funde a 232°C (450°F) (punto B). Los soldados que contienen desde 19.5% de estaño (punto C) hasta 97.5% de estaño (punto D) tienen la misma temperatura de solidus, que es la temperatura eutéctica de 183°C (361°F). La composición eutéctica es completamente liquida por encima de 183°C (361°F); cualquier otra composición contendrá algo de metal sólido en equilibrio con el líquido. Estas composiciones no se fundirán por completo en tanto no rebasen la temperatura de liquidus. Por ejemplo, el soldado 50/50 tiene una temperatura de solidus de 183°C (361°F) y una temperatura de liquidus de 214°C (417"F), o sea que el intervalo de fusión abarca 3 1°C (56°F). EI intervalo de fusión es la diferencia de temperatura entre el solidus y el liquidus.

Las caracteristicas de fusión de soldados de estaño-plomo específicos se dan en la tabla 13.2.

El soldado 5/95 de estaño-plomo es un metal de aporte de relativamente alta temperatura de fusión que tiene un intervalo de fusión estrecho. Las características de mojado y flujo de este metal de aporte son menos atractivas si se comparan con las de soldados con mayor contenido de estaño. Para que el soldado 5/95 de estaño-plomo moje y fluya debidamente se requiere un cuidado especial en la preparación de las superficies. Los soldados con alto contenido de plomo tienen mejores propiedades de plastodeformación a 149°C (300°F) que los que contienen más estaño. La elevada temperatura de soldadura blanda limita el empleo de fundentes con base orgánica, como los de resina (colofonia) o los del tipo intermedio. Este soldado se adapta muy bien a la soldadura blanda con soplete, por inmersión, por induc- ción o en estufa. Se usa para sellar recipientes previamente recubiertos, para recubrir y unir metales y para radiadores de automotores y otros usos de temperatura moderadamente elevada.

Los soldados de estaño-plomo 10/90, 15/85 y 20/80 tienen menores temperaturas de liquidus y solidus, pero tienen intervalos de fusión más amplios que el soldado estaño-plomo 5/95. Sus caracteristicas de mojado y flujo son mejores con la mayor parte de los fundentes, pero se debe tener un cuidado extremo de evitar el movimiento de estos soldados durante la solidificación a fin de evitar el desgarre en caliente. Estos metales de aporte se usan para sellar los núcleos de los calefactores celulares de automó- viles, en algunos radiadores y para recubrir y unir metales.



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4 100

PLOMO 10 20 30 40 50 60 70 80 90 ESTAÑO

ESTAÑO, % EN PESO

c)

Figura 13.2-Diagrama de constitución para el sistema de aleación estaño-plomo

Los soldados estaño-plomo 25/75 y 30/70 tienen tempyratu- ras de liquidus más bajas que las aleaciones antes mencionadas pero tienen la misma temperatura de solidus que el soldado 20/80, así que sus intervalos de fusión son más angostos que los del soldado 20/80. Todas las técnicas estándar de limpieza, uso de fundente y soldadura blanda se pueden usar con estos metales de aporte. Se utiliza mucho la soldadura blanda con soplete y por inmersión. Estas aleaciones se usan en radiadores, reparación de radiadores y otras aplicaciones industriales diversas.

Los soldados estaño-plomo 35/65,40/60 y 50/50 tienen bajas temperaturas de liquidus y la misma temperatura de solidus que

los soldados con 20 y 30% de estaño, así que su intervalo de fusión es más estrecho. Los metales de aporte de soldadura blanda de este grupo tienen muy buenas propiedades de mojado y notable resistencia mecánica, y resultan económicas para aplicaciones electrónicas. Estos soldados también se utilizan ampliamente en trabajos con lámina metálica. La combinación 50/50 se usa para tuberías de agua no potable y de drenaje. Estos soldados también se fabrican como alambres con núcleo de resina para soldadura blanda manual y se emplean en aplicaciones industriales de soldadura blanda de ola.

Tabla 13.2 Propiedades de fusión de los soldados estaño-plomo

Clasificaci8n Composición, % en peso SÓlidus

ASTM del soldado' Estaño Plomo "F O C

5 5 95 572 300 10 10 90 514 268 15 15 85 437 225 20 20 80 361 183 25 25 75 361 183 30 30 70 361 183 35 35 65 361 183 40 40 60 361 183 45 45 55 361 183 50 50 50 361 183 60 60 40 361 183 70 70 30 361 183

Líquidus Intervalo de fusión

"F "C "F "C 596 314 24 14 573 301 59 33 553 290 116 65 535 280 174 97 51 1 267 150 84 491 255 130 72 477 247 116 64 455 235 94 52 441 228 80 65 421 217 60 34 374 190 13 7 370 192 17 9

'Véase la especificación ASTM 832, Especificación estándar para metal de soldadura blanda.



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Los soldados estaño-plomo de aleación 60/40 y aleación eutéctica (63/37) se usan en aplicaciones en las que la unión no puede exponerse a elevadas temperaturas, como en instrumentos delicados y ensambles electrónicos. La composición 60/40 se acerca tanto a la aleación estaño-plomo eutéctica que tiene un intervalo de fusión extremadamente angosto. Se pueden usar todos los métodos de limpieza, uso de fundente y calentamiento con estos metales de aporte, que se utilizan ampliamente en la soldadura blanda de ola, en procesos de fase de vapor, e incorporados a pastas de soldadura blanda.

El soldado estaño-plomo 70/30 es un metal de aporte de propósito especial que se usa en los casos en que se requiere un alto contenido de estaño. Se pueden aplicar todas las técnicas de soldadura blanda.

IMPUREZAS DE LOS SOLDADOS ESTANO-PLOMO LAS IMPUREZAS DE los soldados estaño-plomo se pueden introducir durante la fabricación de las aleaciones o por contamina- ción durante el uso. Las especificaciones de las aleaciones para soldadura blanda generalmente limitan el contenido total máxi- mo de impurezas, con limitaciones específicas para ciertos metales. Los metales de aporte de soldadura blanda cubiertos por ASTM ?332, Especificación estáizdar para metal de soldadura blanda, se muestran en la tabla 13.3. En ocasiones, usuarios individuales precisan restricciones adicionales sobre las impurezas para aplicaciones específicas.

Las impurezas pueden causar un menoscabo de las propiedades de mojado, un flujo lento dentro de las uniones, un incremento en la rapidez de oxidación, y alteraciones en los intervalos de temperatura de fusión. Las propiedades de resistencia mecá- nica de las uniones pueden sufrir efectos adversos, con una mayor tendencia al agrietamiento del soldado o problemas de adhesión a los materiales base.

Los elementos contaminantes afectan el aspecto y la calidad del soldado fundido, y la combinación de los efectos puede resultar desastrosa para la unión soldada en blando. Las especificaciones de fabricación reconocen el problema y también tienen en cuenta la calidad de soldado que se requiere para las distintas aplicaciones. Al adquirir materiales de soldado es importante verificar que se obtenga la aleación correcta del grado adecuado.

Aluminio EL ALUMINIO PUEDE causar arenosidad si su contenido en el soldado es de más del 0,005%. Un deterioro apreciable en la oxidación superficial de un baño de soldadura blanda puede ser indicación de contaminación con aluminio.

Antimonio EL ANTIMONIO SE usa con frecuencia en los soldados como aditivo deseable. Este metal tiende a menoscabar las propiedades de mojado y esparcimiento y puede causar problemas de adhesión si está presente en niveles más altos que los re- queri dos.

Arsénico EL ARSENIC0 CAUSA deshumectación si esta presente en concentraciones mayores que el 0.005%. El problema se agrava a concentraciones mayores, por lo que el nivel máximo deseable es de 0.002 % .

Bismuto SE PUEDEN TOLERAR niveles bajos de bismuto, aunque puede alterar las características metalúrgicas de las uniones.

Cadmio ESTE METAL COMO contaminante eleva la tensión superficial de los soldados y puede causar efectos perjudiciales como forma- ción de puentes y ?carámbanos? en las tarjetas de circuitos impresos.

Cobre LA CANTIDAD DE cobre que puede estar presente en un soldado sin causar problemas depende en gran medida de la aplicación. Las especificaciones de la ASTM limitan el contenido de cobre de los soldados de estaño-plomo al 0.08%, pero puede estar presente en concentraciones de hasta el 0.3% sin que haya un menoscabo apreciable en las propiedades de soldadura blanda.

Hierro y níquel EL HIERRO Y el níquel normalmente no están presentes en ias aleaciones para soldadura blanda. Por lo regular, las especificaciones limitan el contenido de hierro y níquel a un máximo de 0.02 %. Se han observado reducciones marcadas de las propiedades de mojado con niveles más altos.

Fósforo y azufre LAS CONCENTRACIONES DE fósforo y azufre se deben mantener en el nivel mínimo absoluto para evitar problemas de oxidación y arenosidad.

Cinc EL CINC AFECTA las propiedades de mojado y tensión superficial del soldado fundido. Por tanto, los soldados de estaño-plomo deben contener menos del 0.005% de cinc. La deshumectación en superficies de cobre se ha atribuido a la presencia de sólo 0.01 % de cinc en la aleación.

SOLDADO DE ESTANO-ANTIMONIO EL SOLDADO CON 95% de estaño y 5% de antimonio tiene las características de fusión que se muestran en la tabla 13.4. Pre- senta un intervalo de fusión estrecho a una temperatura más alta que la de la aleación eutéctica estaño-plomo. Este metal de aporte se usa en muchas aplicaciones de plomería, refrigeración y acondicionamiento de aire porque tiene buenas propiedades de plastodeformación.



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Tabla 13.4 ProDiedades de fusión de los soldados de estaño-antimonio

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Composición, % en peso Solidus Liquidus Intervalo de fusión Estaño Antimonio O F "C "F OC O F O C

95 5 450 232 464 240 14 8

SOLDADOS DE ESTAÑO-ANTIMONIO-PLOMO SE PUEDE AÑADIR antimonio a un soldado estaño-plomo como sustituto de parte del estaño. La adición de antimonio mejora las propiedades mecánicas de la unión a costa de un ligero menoscabo de las caracteristicas de soldadura blanda. Se pueden usar todos los métodos estándar de limpieza y calentamiento, pero se necesitan fundentes especializados para obtener resultados óp- timos con estos metales de aporte.

SOLDADOS DE ESTAÑO-PLATA, ESTAÑO-COBRE-PLATA Y ESTAÑO-PLOMO-PLATA EN LA TABLA 13.5 se presentan metales de aporte de soldadura blanda que contienen plata, junto con sus características de fu- sión. El soldado con 96% de estaño y 4% de plata está libre de plomo y a menudo se usa para unir acero inoxidable en equipos para procesar alimentos. Este soldado tiene buena resistencia al corte y a la plastodefonnación, y excelentes caracteristicas de flujo.

Los soldados de estaño-plata y estaño-cobre-plata son las aleaciones estándar que se usan para unir tubos y conductos de cobre en los sistemas de agua potable. El plomo no se usa por razones de salubridad.

EI soldado con 62% de estaño, 36% de plomo y 2% de plata se usa en aplicaciones electrónicas para soldar en blando superficies recubiertas con plata. La adición de plata retarda la diso- lución del recubrimiento de plata durante la operación de soldadura blanda, y también incrementa la resistencia a la plastodeformación.

Los soldados de alto plomo que contienen estafio y plata son apropiados para aplicaciones de alta temperatura, como los radiadores de automóviles. Presentan buena resistencia a la tensión, ai corte y a la plastodeformación, y se recomiendan para

aplicaciones criogénicas. En general se recomienda usar fundentes inorgánicos con estos metales de aporte.

SOLDADOS DE ESTAÑO-CINC SE HA COMENZADO a usar un gran número de soldados de estaño-cinc -algunos de los cuales se muestran en la tabla 13.6- para unir aluminio. La corrosión galvánica de las uniones de aluminio soldadas en blando se minimiza si el metal de aporte y el metal base están cercanos en la serie electroquimica. Para la soldadura blanda de aluminio se recomiendan aleaciones que contienen entre 70 y 80% de estaño y el resto de cinc. La adición de 1 a 2% de aluminio, o un incremento del contenido de cinc hasta un máximo del 40%, mejora la resistencia a la corrosión, aunque la temperatura de liquidus también se eleva, lo que dificulta la aplicación de estos metales de aporte. Los soldados de estaño-cinc 91/9 y 60140 se pueden usar a temperaturas por encima de 140°C (300°F); las composiciones 80/20 y 70/30 se usan más ampliamente para recubrir piezas antes de la operación de soldadura blanda.

SOLDADO CADMIO-PLATA EL SOLDADO CON 95% de cadmio y 5% de plata tiene las caracteristicas de fusión que se muestran en la tabla 13.7. Este soldado se emplea principalmente en aplicaciones en las que las temperaturas de servicio son más altas que las permitidas con soldados de más bajo intervalo de fusión. Es posible producir uniones a tope en cobre que a temperatura ambiente tengan una resistencia a la tensión de 25 000 psi (170 MPa). A 219°C (425"F), la resistencia a la tensión es de 2600 psi (18 MPa).

Es posible unir aluminio consigo mismo o con otros metales empleando el metal de aporte de cadmio-plata 95. El empleo incorrecto de soldados que contienen cadmio puede representar un peligro para la salud; por tanto, se debe tener mucho cuidado durante su aplicación, sobre todo en lo que respecta a la inhala- ción de vapores.

Tabla 13.5 Protiedades de fusión de los soldados de estaño-data v estaño-domo-data

Composición, % en peso Solidus Liquidus Intervalo de fusión Estaño Plomo Plata O F OC O F "C O F "C

- 96 4 430 221 430 22 1 O O 62 36 2 354 180 372 190 18 10

5 94.5 0.5 561 294 574 301 13 7 2.5 97 0.5 577 303 590 310 13 7 1 97.5 1.5 588 309 588 309 O O



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Tabla 13.6 Propiedades de fusión de los soldados de estaño-cinc

Composición, % en peso Solidus Liquidus Intervalo de fusión Estano Cinc "F "C "F "C "F OC

91 9 390 199 390 199 O 8 80 20 390 199 518 269 1 28 70 70 30 390 199 592 31 1 202 112 60 40 390 199 645 340 255 141 30 70 390 199 708 375 31 8 176

SOLDADOS DE CADMIO-CINC LOS SOLDADOS DE cadmio-cinc son Útiles para soldar en blando aluminio. Sus características de fusión se presentan en la tabla 13.8. Los soldados de cadmio-cinc producen uniones con resistencia mecánica y a la corrosión intermedias si se usan con el fundente apropiado. EI soldado con 40% de cadmio y 60% de cinc ha encontrado mucha aplicación en la soldadura blanda åe bases de lámparas de aluminio. El empleo incorrecto de este metal de aporte puede representar un peligro para la salud, sobre todo en lo tocante a la inhalación de vapores.

SOLDADOS CON BASE DE CINC EL SOLDADO DE cinc-aluminio, que se muestra en la tabla 13.9, se fabrica especificamente para soldar aluminio, en el que pro-

duce uniones con alta resistencia mecánica y a la corrosión. La temperatura de solidus es alta, lo que limita el empleo de este soldado a aplicaciones en las que es posible tolerar temperaturas de soldadura blanda por encima de 371°C (700°F). Una aplica- ción importante es en la soldadura blanda por inmersión de los codos de retomo en las bobinas de aluminio de los acondicionadores de aire. Estas bobinas también se fabrican mediante soldadura fuerte de flama con fundentes. También se utilizan recipientes de soldadura blanda ultrasónicos que no requieren fundente. En operaciones de soldadura blanda manual, la superficie de aluminio caliente se frota con la barra de soldado a fin de promover el mojado sin fundente.

Se han desarrollado soldados con 95 % de cinc y otras adiciones que limitan la disolución del cobre y mejoran el mojado, la resistencia mecánica y la resistencia a la corrosión, especificamente para la soldadura blanda de radiadores de automóviles.

Tabla 13.7 Prooiedades de fusión de los soldados de Cadmio-data

Composición, % en peso Solidus Liquidus Intervalo de fusión Cadmio Plata O F OC O F O C O F "C

95 5 640 338 740 393 100 55

Tabla 13.8 Propiedades de fusión de los soldados de Cadmio-cinc

Composición, % en peso Solidus Liquidus Intervalo de fusión Cadmio Cinc "F "C "F "C "F OC

82.5 17.5 509 265 509 265 O O 40 60 509 265 635 335 128 70 10 90 509 265 750 399 241 134

Tabla 13.9 Propiedades de fusión de los soldados de cinc-aluminio

Composición, % en peso Solidus Liquidus Intervalo de fusión

Cinc Aluminio "F "C "F OC "F "C 95 5 720 382 720 382 O O



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Las temperaturas de fusión en estas aplicaciones son del orden de 425°C (SOû°F>. Los soldados se usan con todos los procesos de calentamiento, y se dispone de una serie de fundentes inor- gánicos para estas aplicaciones.

ALEACIONES FUSIBLES LAS ALEACIONES FUSIBLES tienen un contenido importante de bismuto y se emplean en aplicaciones en las que se requieren temperaturas de soldadura blanda por debajo de 183OC (361°F). En la tabla 13.10 se muestran las características de fusión y las composiciones de un grupo representativo de aleaciones fusibles.

Los soldados de bajo intervalo de fusión tienen aplicación en las siguientes situaciones:

(1) Se van a soldar en blando metales base que se sometieron previamente a tratamiento térmico; una temperatura de soldadura blanda alta reblandecería la pieza.

(2) Los materiales adyacentes a las uniones soldadas en blando son sensibles a la temperatura y se deteriorarían si la temperatura de soldadura blanda fuera más alta.

(3) Se emplean operaciones de soldadura blanda por pasos a fin de evitar la destrucción de una unión cercana que se efectuó con un soldado de temperatura se fusión más alta.

(4) Dispositivos sensores de temperatura, como los sistemas de aspersión para incendios, se activan cuando la aleación fusible se funde a una temperatura relativamente baja.

Muchos de estos soldados, sobre todo los que contienen un alto porcentaje de bismuto, son muy difíciles de usar con éxito en operaciones de soldadura blanda a alta velocidad. Se debe

prestar especial atencion a la limpieza de las superficies metáli- cas. Es necesario emplear fiindentes fuertes, potencialmente corrosivos, para obtener uniones satisfactorias en superficies no recubiertas de metales como el cobre o el acero. Si la superficie se puede chapear previamente con metales como estaño o esta- ño-plomo, los fundentes de resina no corrosivos pueden ser satisfactorios, aunque no resultan eficaces por debajo de 177°C ( 3 5 O O F ) .

SOLDADOS DE INDIO LOS SOLDADOS DE indio tienen propiedades que los hacen valio- sos en muchas aplicaciones de electrónica y especiales. En la tabla 13.1 1 se presentan las características de fusión y las composiciones de un grupo representativo de estos metales de aporte.

Una aleación de 50% estaño y 50% indio se adhiere al vidrio con facilidad y puede servir para soldadura blanda de vidrio a metal o de vidrio a vidrio. La baja presión de vapor de esta aleación ia hace útil en los sellos de sistemas de vacío.

La elevada resistencia a la fatiga -sobre todo por ciclaje térmico- de las aleaciones de indio ha hecho que se usen cada vez más, especialmente los soldados de indio-plomo y de indio- plomo-plata en sistemas electrónicos.

Los soldados de indio no requieren técnicas de manejo especiales. Todos los métodos de soldadura blanda, fundentes y procesos que se emplean con los soldados de estaño-plomo son aplicables a los de indio; aunque debe señalarse que éstos son sensibles a la corrosión en presencia de cloruros. Las uniones deben limpiarse después de soldarse, y su desempeño es óptimo cuando se les protege con recubrimientos amoldados o en condiciones de sellado hermético.

Tabla 13.10 Propiedades de fusión de aleaciones fusibles representativas

Composición, % en peso Solidus Liquidus Intervalo de fusión Plomo 26.7 25 40 32 28 28.5 44.5

Bismut0 50 50 52 52.5 50 48 55.5

Estafio Otros "F 13.3 10 Cd 158 12.5 12.5 Cd 158 - 8 Cd 197

15.5 - 203 22 - 204 14.5 9 Sb 21 7 - - 255

O C

70 70 91 95 96

102 124

"F 158 165 197 203 225 440 255

"C "F "C

70 O O 74 7 4 91 O O 95 O O

107 25 11 227 223 125 124 O O

Tabla 13.1 1 Propiedades de fusión de soldados de indio representativos

Composición, % en peso Solidus Liquidus Intervalo de fusión Estaño Indio Plomo "F O C "F O C "F "C

- 50 50 243 117 257 125 14 8 37. 5 25 37.5 230 138 230 138 O O - 50 50 356 180 408 209 52 29



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cificación federal QQ-57 1, Soldaduras blandas), además de diversas especificaciones militares.

Las soldaduras blandas están disponibles en el mercado en diversas formas y productos que se pueden agrupar en cerca de una docena de clasificaciones. En la tabla 13.12 se listan los principales grupos de productos. Esta lista de ninguna manera es completa, sobre todo porque es posible conseguir casi cualquier tamaño, peso o forma de cada clase de soldado si se hace un pedido especial.

ESPECIFICACIONES DE LOS SOLDADOS

LOS ORGANISMOS QUE: publican especificaciones para los metales de aporte de soldadura blanda son la ASTM (ASTM B.32, Especificación estándar de metal para soldadura blanda; ASTM B284, Especificación estándarpara soldado con núcleo defundente de resina; y ASTM B486, Especificación estándar para soldado en pasta) y el gobierno de Estados Unidos (Espe-

Bloques Lingotes

Barras Pasta o crema

Papel, lámina o cinta Segmento o granalla

Alambre sólido Alambre con núcleo de fundente

Preformados

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Tabla 13.12 Formas comerciales de soldaduras blandas

Disponible en bloques de 25 y 45 kg (500 y 1 O0 Ib) De forma rectangular o circular, con pesos de 1.4,2.3 y 4.5 kg (3,5 y 10 Ib) Disponible en una gran variedad de secciones transversales, pesos y longitudes Disponible como mezcla de soldado en polvo y fundente Disponible en varios espesores y anchuras Barra o alambre triangular recortado en tramos de diversas longitudes Diámetros de 0.25 a 6.35 mm (0,010 a 0.250 pulg) en carretes Soldado con núcleo de resina o fundente orgánico o inorgánico. Diámetros de 0.25 a 6.35 mm (0.010 a 0.250 pulg) Gama ilimitada de tamaños y formas para satisfacer necesidades especiales

FUNDENTES EL PROPÓSITO DEL fundente en la soldadura blanda es activar una superficie metálica previamente limpia, proteger esa superficie limpia durante los procesos de calentamiento, y estar disponible para proteger el metal de aporte fundido a la temperatura de procesamiento correcta. El fundente debe tener suficiente permanencia para continuar desempeñando estas funciones hasta que la unión se haya soldado por completo.

Los fundentes para soldadura blanda pueden ser materiales líquidos, sólidos o gaseosos que, al calentarse, promueven o aceleran el mojado de los metales por parte del soldado. El fundente debe eliminar y excluir cantidades pequeñas de óxidos y otros compuestos de las superficies que se van a soldar en blando. Cualquier cosa que interfiera con el logro de un contacto uniforme entre la superficie del metal base y el metal de aporte fundido evitará la formación de una unión íntegra. Un fundente eficiente impide la reoxidación de las superficies durante el proceso de soldadura blanda y es desplazado con facilidad por el soldado fundido.

Un método funcional para clasificar los fundentes se basa en su capacidad para eliminar deslustres de metales (actividad). Los fundentes se pueden clasificar en tres grupos: fundentes inorgá- nicos (los más activos), fundentes orgánicos (moderadamente activos) y fundentes de resina (los menos activos).

En la tabla 13.13 se presenta una carta generalizada de soldabilidad en blando de los metales y una guía para seleccionar el fundente. Esta carta abarca diferentes materiales base y tipos de fundentes.

FUNDENTES INORGÄNICOS LA CLASE DE fundentes inorganicos incluye ácidos y sales inor- gánicos. Estos fundentes son los más ventajosos en condiciones que requieren una acción de fundente rápida y muy activa; se pueden aplicar como disoluciones, pastas o sales secas, y funcionan igualmente bien con los métodos de soldadura blanda con soplete, en estufa, por resistencia o por inducción, ya que no se chamuscan ni arden. Estos fundentes pueden formularse de modo que sean estables dentro de un intervalo amplio de temperaturas de soldadura blanda

Los fundentes inorgánicos con base de cloruros presentan una desventaja clara: su residuo retiene actividad química después de la soldadura blanda. Si no se elimina, este residuo puede causar una corrosión severa en la unión. Las áreas adyacentes también pueden sufrir ataque de residuos por las salpicaduras y vapores del fundente.

La familia de fundentes inorgánicos de bromuros se utiliza ampliamente en la industria de los radiadores para automotores con y sin instalaciones para lavado. Ciertas composiciones de estos fundentes se pueden usar sin lavado, ya que sus residuos no causan corrosión de las piezas soldadas en blando.

Los que siguen son constituyentes comunes de los fundentes inorgánicos:

(1) Cloruro de cinc. (2) Cloruro de amonio. (3) Cloruro de estaño. (4) Ácido clorhidrico. (5 ) Ácido fosfórico. (6) Otros cloruros metálicos.



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FUNDENTES ORGÁNICOS Los "DENTES ORGANICOS, aunque menos activos que los materiales inorgánicos, son efectivos a temperaturas de soldadura blanda de 90 a 320°C (200 a 600°F). Estos fundentes contienen ácidos y bases orgánicas y en muchas ocasiones algunos de sus derivados, como los halohidratos; son activos a las temperaturas de soldadura blanda, pero el periodo de actividad es corto en virtud de su susceptibilidad a la descomposición ténnica. La tendencia de estos compuestos a volatilizarse, cha- muscarse o arder cuando se calientan limita su uso con calentamiento de soplete o flama. Si estos fundentes se utilizan debidamente, sus residuos son relativamente inertes y se pueden eliminar con agua.

Los fundentes orgánicos son especialmente útiles en aplicaciones en las que es posible aplicar cantidades controladas de fundente y en las que se puede usar suficiente calor como para descomponer o volatilizar por completo los constituyentes corrosivos. Hay que tomar precauciones para evitar que el fundente no descompuesto llegue a las fundas aislantes. También hay que tener cuidado al soldar en blando en sistemas cerrados en los que vapores corrosivos se puedan condensar en componentes críti- cos del ensamble.

Los que siguen son constituyentes comunes de los fundentes orgánicos:

(1) Ácido abiético. (2) Etilén-diamina. (3) Ácido glutámico. (4) Bromhidrato de hidracina. (5) Ácido oleico. (6) Ácido esteárico. (7) Una amplia gama de compuestos quimicos con base de

ácido o que forman ácidos.

FUNDENTES DE RESINA

Resina no activa LA COLOFONIABLANCA disuelta en un disolvente orgánico apropiado es lo más cercano a un fundente no corrosivo. Los fundentes de resina poseen propiedades físicas y químicas importantes que los hacen especialmente apropiados para la industria eléc- trica. EI constituyente activo, el ácido abiético, se vuelve moderadamente activo a temperaturas de soldadura blanda entre 177 y 316°C (350 y 600°F). EI residuo es duro, no es higroscópico, no conduce la electricidad y no es corrosivo.

Resina moderadamente activada EN VISTA DE la baia actividad de la colofonia. se han inventado

Resina activada UN TERCER TIPO, a h más activo, de fundente con base de colfonia es la resina activada. Estos fundentes se utilizan ampliamente en productos electrónicos comerciales y en aplicaciones de alta confiabilidad en las que el residuo debe ser susceptible de eliminación completa después de la soldadura blanda. El material activador puede ser un compuesto orgánico que reaccione para liberar cloruros u otros haluros, o un ácido orgánico en baja concentración.

FUNDENTES ESPECIALES LOS " D E N T E S DE reacción son un grupo especial de fundentes que resultan útiles para soldar en blando aluminio, aunque también están encontrando aplicación con otros metales. En la práctica, la descomposición del fundente limpia y desplaza los óxidos y deposita una película metálica en la superficie del metal base que mejora el mojado y el esparcimiento.

ACCIONES DEL FUNDENTE EN LA TABLA 13.14 se presenta una guia general de selección de fundente para diversas aplicaciones de soldadura blanda que incluye todas las clasificaciones que acabamos de ver, con el fin de ayudar al usuario a escoger los materiales fundentes más apropiados.

Se fabrican muchos fundentes para soldadura blanda, dise- ñándolos especificamente para ciertas aplicaciones. Hay fundentes para electrónica, plomería, radiadores, metales disímiles y una amplia variedad de productos industriales. La determina- ción del fundente adecuado es importante para asegurar una operación de soldadura blanda satisfactoria.

Entre las propiedades generales deseables de los fundentes están la capacidad para eliminar óxidos, proteger superficies metálicas y fundirse por debajo de las temperaturas de soldadura blanda. Ya completada la soldadura, el residuo de fundente debe tener las propiedades de no conducir la electricidad y ser resistente a la corrosión.

Cada fundente se diseña para un proceso de calentamiento y tiene un intervalo de temperaturas de procesamiento en el que produce resultados óptimos.

No existe una prueba general que pennita identificar todas las propiedades necesarias de un fundente para un aplicación específica. Por tanto, se han desarrollado varias pruebas relacionadas con las Características de los fundentes y con su valor para la fabricación de componentes específicos. Se recomienda a los fabricantes realizar un estudio exhaustivo antes de seleccionar un fundente; no deben apoyarse exclusivamente en los datos que proporcionan los proveedores, ya que podrían no ser pertinentes para una aplicación en particular.

fundentes de resina moderadamente activados que tienen mayor acción de fundente sin que se altere SiEnificativamente la natu-

FORMAS DE LOS FUNDENTES raleza no corrosiva del residuo. Estos ion los fundentes preferi- dos para sistemas militares y telefónicos, y otros productos electrónicos de alta confiabilidad.

LOS FUNDENTES SE venden Como núcleos sencillos 0 múltiples en soldados de alambre, Y como líquidos, Pastas Y Polvos. No todos los fundentes están disponibles en todas las formas.



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DISEÑO DE LAS UNIONES LA SELECCIÓN DE un diseño de unión para una aplicación espe- cífica dependerá en gran medida de los requisitos de servicio del ensamble. También puede depender de factores como el método de calentamiento que se va a usar, las técnicas de fabricación previas a la soldadura blanda, el número de artículos por soldar y el método de aplicación de metal de aporte.

Si los requisitos de servicio de una unión son severos, generalmente es necesario diseñar la unión de modo que no limite la función del ensamble. Las soldaduras blandas tienen baja resistencia mecánica en comparación con los metales que suelen soldarse; por tanto, la unión debe diseñarse de modo que no dependa de la fortaleza del soldado. La resistencia mecánica necesaria puede proveerse moldeando las piezas por unir de modo que se ensarten o enganchen, para que el soldado sólo tenga que sellar y hacer rígido el ensamble.

Hay aplicaciones industriales de la soldadura blanda en las que la unión soldada misma debe soportar la carga. Un ejemplo típico son las uniones de tubos en los sistemas de plomería, en las que se usan uniones traslapadas sin sustento mecánico adicional. En estos casos, las propiedades de la aleación de soldadura blanda y de la configuración de unión son importantes para el servicio.

Se emplean dos tipos básicos de diseños de unión para soldadura blanda: la unión traslapada y la unión de costura de enganche. En la figura 13.3 se ilustran los diseños de unión que con más frecuencia se usan para soldadura blanda. Las uniones a tope no se utilizan muy a menudo.

Siempre que sea posible, deberá usarse diseños de unión del tipo traslapado o de costura de enganche, ya que ofrecen la mayor probabilidad de lograr uniones de máxima resistencia mecánica.

Un factor importante para el diseño de las uniones es la forma en que se aplicará el metal de aporte a la junta. El diseñador debe considerar el número de juntas del ensamble y el número de ensambles que se van a fabricar. Si la producción es limitada, con un proceso de soldadura blanda manual, el soldado se puede alimentar de frente a la unión con poca o ninguna dificultad. En cambio, si se va a fabricar un gran número de ensambles con múltiples juntas cada uno, puede ser ventajoso un proceso auto- matizado, como la soldadura blanda de ola. En este caso, el diseño debe proveer uniones accesibles apropiadas para la apli- cación de fundente, soldadura y limpieza automáticas.

La separación entre las piezas que se van a unir deberá permitir la succión del soldado fundido hacia el espacio inter-

EN 'T"

EN 'T" ANGULADA

EN 'T" CON BRIDA

TRASLAPADA

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DOBLE TRASLAPO

TRASLAPADA AL RAS

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ESQUINA A TOPE CON UNA TIRA

ESQUINA A TOPE CON BRIDA

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ESQUINA CON BRIDA CONTACTO EN LiNEA

COSTURA DE BORDE CON BRIDA ENGANCHE PLANA FONDO CON BRIDA FONDO CON BRIDA

Figura 13.3-Disenos de unión de uso frecuente para soldadura blanda - ..



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SOLDADA EXPANDIDA ME- EXPANDIDA PRENSADA ESTACADA ESTRANGULADA CON PUNTOS CÁNICAMENTE HIDRAULICA-

MENTE ,

COSTURA DE ENGANCHE CON BROCHE ATORNILLADA O REMACHADA

A CONTRABARRENO Y TORNEADA ESTAMPADA

(A) MOLDEADA (ô) PRENSADA (C) MARTILLADA DE RANURA Y DE OREJETA

CLAVAR BRIDA AL TUBO

k=- SOLDADA \ CLAVADA DE GRAVEDAD ESTACADA

SOLDADO

TORNEADA O MOLETEADA EXPANDIDA ESTAMPADA E INSERTADA ESTRANGULADA

A PRESION

Figura 13.4-Disefios de unión para soldadura blanda con autoguia



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medio por acción capilar, pero no ser tan amplia que el metal de aporte no pueda llenar el hueco. Se prefieren separaciones de 0.075 mm (0.003 pulg) a fin de lograr una resistencia mecánica óptima, pero pueden permitirse variaciones en casos específicos. Por ejemplo, al soldar materiales previamente recubiertos es posible usar separaciones tan estrechas como 0.025 mm (0.001

En la figura 13.4 se ilustran veintiún diseños de juntas para soldadura blanda que no requieren guía externa (autoguía). En la figura 13.5 se muestran diversos métodos para aumentar la resistencia mecánica de las uniones en circuitos impresos.

PUM.

FIBRA DE VIDRIO CON RESINA EPOXICA I

I \

'OLDADo UNION MAS TERMINAL MÁS FUERTE LARGA

(A) EMPLEO DE BASES MÁS GRANDES Y TERMINALES MÁS LARGAS

AGUJERO CHAPEADO

TARJETA GRUESA

(E) LAS TARJETAS GRUESAS TIENEN SUPERFICIES DE CORTE MAS GRANDES

Figura 13.5-Métodos para mejorar la resistencia mecánica de las uniones

LIMPIEZA PREVIA Y PREPARACIÓN DE LAS SUPERFICIES UNA SUPERFICIE SUCIA evita que el metal de aporte fluya y dificulta o imposibilita la soldadura blanda. Los materiales como aceite, grasa, pintura, marcas de lápiz, lubricantes de estirado y corte, polvo atmosférico, óxidos y películas de orín deben eliminarse antes de soldar en blando. No podemos exagerar la importancia de la limpieza de asegurar uniones íntegras.

DESENGRASADO SE RECOMIENDA EL desengrasado con disolventes o áicaiis para limpiar superficies aceitosas o grasosas. De los métodos de desengrasado con disolvente, el de condensación de vapor es el que deja la película residual más delgada. Si no se cuenta con equipo para el desengrasado con vapor, la inmersión en disolventes líquidos o en soluciones detergentes es un procedimiento adecuado. Los detergentes alcalinos calientes se utilizan mucho para desengrasar. Todas las soluciones de limpieza se deben eliminar perfectamente antes de soldar. Los residuos de enjiia- gados con agua dura pueden interferir posteriomiente con la soldadura blanda.

BAÑO QUiMlCO EL PROPÓSITO DE la limpieza con baño químico o de ácido es eliminar el orin, las incnistaciones y los óxidos o sulfuros del metal, para así dejar superficies limpias soldables. Los ácidos iiiorgánicos (clorhídrico, sulfúrico, fosfórico, nítrico y fluorhí- drico), solos o en combinación, cumplen con esta función, aunque los ácidos más utilizados son el clorhídrico y el sulfúrico. Las piezas deberán lavarse minuciosamente con agua caliente después del bano químico, y secarse lo más rápidamente que se pueda.

LIMPIEZA MECÁNICA LA LIMPIEZA MECANICA incluye los siguientes métodos:

(1) Lijado o amolado mecánico. (2) Limado o lijado inaniiales. (3) Limpieza con lana de acero. (4) Raspado o cepillado con alambre. (5) Limpieza con ráfagas de abrasivo o municiones.



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Los metales blandos como el cobre se limpian de preferencia con cepillado o lijado suaves, o con lana de acero en los materiales de plomería. En el caso de los componentes electrónicos lo mejor es evitar la limpieza mecánica. EI aluminio se suelda en blando mejor una vez que se han eliminado los óxidos por medios mecánicos; lo mejor es cepillar o raspar con alambre. La limpieza con ráfagas de municiones es preferible a los abrasivos porque no hay incrustación de partículas de silica. Se deben usar municiones de acero inoxidable para superficies inoxidables. Los mejores resultados se obtienen si se extiende la limpieza más allá del área de la unión.

RECUBRIMIENTO PREVIO HAY OCASIONES EN que conviene recubrir las superficies de los metales base con un metal o una aleación más soldable antes de la operación de soldadura blanda. Para este fin se usan recubrimientos de estaño, cobre, plata, cadmio, hierro, níquel y aleaciones de estaño-plomo, estaño-cinc, estaño-cobre y estaño-níquel. Las ventajas del recubrimiento previo son dos: (1) la soldadura blanda es más rápida y uniforme y ( 2 ) no hay necesidad de usar fuiidentes muy ácidos. En el caso de metales que presentan películas de óxido tenaces, como el aluminio, los bronces de aluminio, los aceros de alta aleación y el hierro colado el recubrimiento previo es casi obligatorio. Hay ocasiones en que resulta Ú t i l recubrir el acero, el latón y el cobre.

Las superficies metálicas se pueden recubrir empleando varios métodos distintos. EI soldado o el estaño se pueden aplicar con un cautín o una rueda de amolar, mediante soldadura blanda ultrasónica, por inmersión en metal fundido, por electrodeposi- ción o por desplazamiento químico.

La inmersión en caliente puede efectuarse aplicando fundente a las piezas y sumergiéndolas en estaño o soldado fundido. Las piezas pequeñas a menudo se colocan en canastas de alambre, se limpian, se cubren con fundente, se sumergen en el metal fundido y se centrifugan para eliminar el exceso de metal. EI recubrimiento por inmersión en caliente es aplicable al acero al carbono, el acero de aleación, el hierro colado, el cobre y ciertas

aleaciones de cobre. Se debe evitar una inmersión prolongada en estaño o soldado fundidos para que no se formen cantidades excesivas de compuestos intermetálicos en la zona entre el recubrimiento y el metal base.

EI recubrimiento previo por electrodeposición puede realizarse en tanques estacionarios, en unidades de chapeado de banda transportadora o en tambores. Estos métodos se pueden aplicar a todos los aceros, aleaciones de cobre y aleaciones de níquel. Los materiales de recubrimiento no están limitados al estaño y el soldado. También se usan comúnmente cobre, cadmio, plata, metales preciosos, níquel, hierro y chapeados de aleación como estaño-cobre, estaño-cinc y estaño-níquel.

Ciertas combinaciones de metales electrodepositados (recubrimientos dúplex), en los que un metal se chapea sobre otro, están adquiriendo cada vez más popularidad como ayuda para la soldadura blanda. En el caso del latón, resulta especialmente útil un recubrimiento de 0.005 mm (0.0002 pulg) de cobre más 0.008 mm (0.0003 pulg) de estaño. La soldabilidad del aluminio mejora con un recubrimiento de 0.013 mm (0.0005 pulg) de níquel seguido por 0.008 mm (0.0003 pulg) de estaño, o por una combinación de cincato (cinc), 0.005 mm (0.0002 pulg) de cobre, y estaño. Un chapeado de hierro seguido por uno de estaño es extremadamente Ú t i l para soldar en blando hierro colado.

Es posible aplicar recubrimientos por inmersión o por desplazamiento químico de estaño, plata o níquel a algunos metales base comunes. Estos recubrirnientos por lo regular son muy delgados y no duran mucho en almacenamiento.

La vida de almacenamiento de un recubrimiento se define como la capacidad del recubrimiento para resistir las condiciones de almacenaje sin menoscabo de la soldabilidad. Los recubrimientos de estañado en caliente y de electroestañado abrillan- tado por flujo tienen excelente vida de almacenamiento, pero los espesores insuficientes de recubrimientos electroestañados o estañados por inmersión tienen duración limitada. Se recomiendan espesores de 0.003 mm (0.0001 pulg) a 0.008 mm (0.0003 pulg) de estaño o soldado para asegurar una soldabilidad en blando máxima después de un almacenamiento prolongado.

CONSIDERACIONES DE PROCESO EN SOLDADURA BLANDA LA SOLDADURA BLANDA se efectua con varios métodos, de los que hablaremos en la siguiente sección, pero en toda operación de soldadura blanda hay condiciones comunes que se deben considerar cuidadosamente antes de decidir cuál proceso o mé- todo es el mejor para un trabajo en particular.

Los pasos básicos de la soldadura blanda son la preparación de las uniones, su limpieza, la aplicación de fundente, el precalentamiento, la soldadura y la limpieza final. La soldadura blanda es un proceso de unión a baja temperatura, de modo que los fundentes empleados deben tener una buena activación y reacción a esas temperaturas. Cada combinación de soldado y fundente tiene un proceso que produce resultados óptimos.

Es común aplicar a los materiales pruebas de soldabilidad en blando que proporcionan información importante pero no cubren efectos como el almacenamiento futuro, la variación en los materiales o la capacidad para limpiar componentes ya prepara-

dos. En muchos casos la soldadura blanda debe efectuarse muy cerca de otros materiales sensibles al calor o metales que han recibido un tratamiento térmico específico. Los metales trabajados en frío pueden ablandarse o relajarse durante el proceso de soldadura blanda, y esto debe tenerse en cuenta al diseñar una pieza terminada. La soldadura blanda exige ajustarse a tolerancias estrictas para asegurar uniones de calidad. Enmuchos casos es aconsejable preparar piezas de muestra con el proceso que se piensa usar y someterlas a pruebas destructivas a fin de asegurarse que las piezas de producción serán satisfactorias. Los procesos de soldadura blanda se pueden automatizar en alto grado si ya se evaluaron con detenimiento todas las variables de materiales y procesamiento y se controlan con cuidado. En contraste, también es posible soldar en blando en forma satisfactoria y eficiente piezas individuales o lotes pequeños empleando sopletes de soldadura blanda que se sostienen con la mano.



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MÉTODOS Y EQUIPO PARA SOLDADURA BLANDA LA APLICACI~NCORRECTA de calor es de primordial importancia en cualquier operación de soldadura blanda. El calor debe aplicarse de tal manera que el soldado se funda en contacto con la superficie caliente, la moje y fluya sobre ella. Se dispone de varias herramientas y métodos para suministrar el calor.

CAUTINES LA HERRAMIENTA DE soldadura blanda tradicional es el cautin con punta de cobre que se puede calentar eléctricamente o con mecheros de petróleo, coque o gas. A fin de prolongar la vida útil de las puntas de cobre, se aplica a su superficie un recubrimiento de metal susceptible de ser mojado por el soldado, como el hierro, con o sin recubrimientos adicionales. La rapidez de disolución del recubrimiento de hierro en soldado fundido es bastante menor que en el caso del cobre. Además, el recubrimiento de hierro presenta menos desgaste, oxidación y forma- ción de hoyos que el cobre no recubierto.

La selección de los cautines puede simplificarse clasificán- dolos en cuatro grupos: (1) cautines para personal de servicio, (2) cautines de lápiz de bajo voltaje del tipo de transformador, (3) cautines especiales de calentamiento rápido y de tipo pinza y (4) cautines industriales de trabajo pesado. En la tabla 13.15 se muestra una lista de los tipos de cautines más comunes.

Sea cual sea el método de calentamiento, ia punta realiza las siguientes funciones:

(1) Almacena calor y lo conduce desde la fuente de calor hasta las piezas que se van a soldar.

(2) Almacena soldado fundido. (3) Lleva el soldado fundido. (4) Retira el exceso de soldado fundido.

El rendimiento de los cautines eléctricos industriales no puede medirse sólo por la especificación de potencia (watts) del elemento de calentamiento. Los materiales empleados y el dise- ño del cautín afectan la reserva de calor y la recuperación de temperatura de la punta de cobre.

El ángulo con que se aplica la punta de cobre al trabajo es importante para comunicar el máximo de calor a este último. Se debe aplicar el lado plano de la punta a fin de lograr el área de contacto máxima. Los metales de aporte connúcleo de fundente no deben fundirse sobre la punta del cautín porque esto destruye la efectividad del fundente; el soldado con núcleo debe tocar brevemente la punta del cautín para iniciar una buena transferencia de calor y luego debe fundirse sobre las piezas de trabajo para completar la unión.

Los cautines modernos para soldar a mano se fabrican de modo que la temperatura en la punta está bien controlada, y con una amplia gama de tamaños de punta diseñados para trabajar con ciertos diámetros de alambre de soldado y para mantener las temperaturas de soldadura blanda requeridas.

SOLDADURA BLANDA CON SOPLETE LA SELECCIÓN DE un soplete de gas para soldar en blando debe corresponder con el tamaño, masa y configuración del ensamble que se va a soldar. La temperatura de la flama está controlada por la naturaleza de los gases empleados. Si el gas combustible se quema con oxígeno, producirá temperaturas de flama más altas que cuando arde en aire. Las temperaturas de flama más altas se logran con acetileno, y las más bajas, con propano, butano, gas natural y gas municipal (sintetizado), aproximadamente en el orden dado aquí. La flama de un gas combustible que se quema con oxígeno está bien definida; con aire, la flama será “peluda” y abocinada.

Es frecuente usar puntas de múltiples flamas, o mecheros, con formas apropiadas para el trabajo. Pueden estar diseñadas para trabajar con oxígeno y gas combustible, aire comprimido y gas combustible o con aire atmosférico y gas (sopletes tipo Bunsen).

Al ajustar las puntas o los sopletes, deben evitarse los ajustes que produzcan una flama con hollín; el carbón depositado en el trabajo impedirá el flujo del metal de aporte.

En algunas aplicaciones industriales se usan sistemas de sopletes automatizados complejos, con muchas flamas.

Tabla 13.15 Selección de cautinec

Trabajo por realizar Circuitos impresos miniatura, sustratos delgados, componentes sensibles al calor Trabajos intermitentes de ensamble ligero, circuitos impresos, instrumentos, joyería Trabajo de ensamble repetitivo, teléfonos y aparatos domésticos, vidrio artístico Soldadura blanda de alta velocidad para producción, utensilios de estano ligeros,

Utensilios de estaño medianos, techos ligeros, reparación a bordo de embarcaciones,

Utensilios de estaio pesados, techos, radiadores, armaduras, cajas de transformadores

aplicaciones generales, electricidad mediana, plomería ligera

electricidad pesada, plomería pesada

Intervalo de diámetros de la punta PUhl mm

1/32 - 118 1-3 118 - 3/16 3-5

3/16 - 114 5-6

114 - 112 6-1 3

112 - 1-112 13-38 1-112 - 2 38-53

Intervalo de potencia, watts

10-20 20-35 40-60

70-1 50

170-350 350-1 250



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S O L D A D U R A BLANDA 443

SOLDADURA BLANDA POR INMERSI~N ESTE MÉTODO DE soldadura blanda emplea un baño de metal de aporte fundido para proporcionar tanto el calor como el soldado necesario para unir las piezas de trabajo.

En la figura 13.6 (A) se ilustran dos técnicas de soldadura blanda por inmersión. Si se realiza correctamente, este método resulta útil y económico porque es posible soldar en una sola operación un ensamble que incluya cualquier número de juntas. Por lo regular se requieren fijaciones para sostener las piezas y mantener la separación debida en la unión durante la solidifica- ción del metal de aporte.

EI recipiente de soldadura blanda debe ser lo bastante grande como para mantener la tasa de producción. Las piezas que se sumerjan no deberán bajar apreciablemente la temperatura del baño de soldado. Si el recipiente es del tamaño apropiado se le podrá mantener a una temperatura de operación más baja y aun así suminsitrar suficiente calor para soldar en blando las juntas swnergi das.

SOLDADURABLANDADEOLA EN LA SOLDADURA blanda de ola, como se muestra en la figura 13.6 (B), el soldado se bombea por una ranura angosta amba del recipiente de soldado para producir una ola o una serie de olas. El transportador del trabajo puede pasar sobre las olas con un pequeño ángulo respecto a la horizontal, ayudando a drenar el soldado; también pueden usarse olas dobles o formas de ola especiales para este propósito. Los sistemas de soldadura blanda de ola son excelentes para obtener superficies de soldado libres de óxido.

Una técnica alterativa de soldadura blanda de ola es la soldadura blanda en cascada que se ilustra en la figura 13.6 (C). El

soldado fluye hacia abajo por una artesa por gravedad y se devuelve con una bomba al depósito superior.

Los sistemas de soldadura blanda de ola integrados para ensambles de circuitos impresos cuentan con unidades que pueden aplicar el fundente, secar y precalentar la tarjeta, soldar en blando los componentes y limpiar el ensamble terminado. Algunos de estos sistemas tienen aditamentos especiales que aplican el fundente haciendo pasar el trabajo por una ola, por aspersión, con rodillos o por inmersión. Varios sistemas utilizan aceite mezclado con el soldado para ayudar a la eliminación de carámbanos (también llamados puentes) entre los caminos conductores.

Otro sistema cuenta con olas dobles en las que la aleación de metal de aporte fluye en dirección opuesta al desplazamiento de la tarjeta.

SOLDADURA BLANDA EN FASE DE VAPOR (CONDENSACI~N) ESTE METODO APROVECHA el calor latente de vaporización de un líquido saturado que se condensa a fin de suministrar el calor necesario para soldar en blando piezas de trabajo en las que se ha colocado previamente el fundente y el soldado. Un tanque de vapor saturado sobre líquido en ebullición proporciona una temperatura controlada constante con transferencia de calor rápida que resulta Uti1 para soldar en blando ensambles grandes, así como piezas térmicamente sensibles. El equipo comercial utiliza transportadores para realizar un proceso continuo en línea de fabricación electrónica. Los fluidos que se condensan son compuestos orgánicos fluorados con punto de ebullición entre 2 15 y 253°C (420 y 490°F).

I DESPLAZAMIENTO DE LA PIEZA DESPLAZAMIENTO DE IA PIEZA

/ I4

I - - -

/ (A) SOLDADURA BLANDA POR INMERSION

BAÑO DE SOLDADO (B) SOLDADURA DE OLA

(C) SOLDADURA BLANDA EN CASCADA

Fiaura 13.6-Diversas técnicas de soldadurablanda w e se emplean en series de producción arandes



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SOLDADURA BLANDA EN ESTUFA O EN HORNO HAY MUCHAS APLICACIONES, sobre todo en la soldadura blanda de alto volumen de producción, en las que la soldadura blanda en homo produce resultados consistentes y satisfactorios.

EI calentamiento en homo debe considerarse en las siguientes circunstancias:

(1) Cuando es posible llevar los ensambles completos a la temperatura de soldadura blanda sin dañar los componentes.

(2) Cuando la producción tiene el volumen suficiente para justificar el gasto en guías y fijaciones que sostengan ias piezas durante la soldadura blanda.

(3) Cuando el ensable es complicado y hace poco prácticos otros métodos de calentamiento.

Es importante usar las fijaciones apropiadas durante la soldadura blanda en estufa o en homo. El movimiento de la junta durante ia solidificación del soldado puede producir una unión deficiente.

La soldadura blanda en estufa o en homo por lo regular se realiza con fundentes inorgánicos en virtud de los requisitos de temperatura y tiempo. EI empleo de una atmósfera reductora en el homo permite producir uniones con fundentes menos agresi- vos, dependiendo de la combinación de metal base y soldado. Las atmósferas inertes evitan la oxidación ulterior de las piezas pero de todos modos requieren la aplicación adecuada y suficiente de fundente.

En muchos casos es ventajoso acelerar el enfriamiento de las piezas una vez que se retiran del homo. Se ha comprobado que una ráfaga de aire resulta satisfactoria.

Los hornos deben estar equipados con controles de temperatura apropiados, ya que el flujo de soldado tiene un intervalo de temperaturas óptimo, dependiendo del fundente que se use. La condición de calentamiento Óptima es aquella en la que la capacidad de calentamiento del homo basta para calentar las piezas con rapidez mientras se aplica fundente de manera controlada.

SOLDADURA BLANDA POR RESISTENCIA PARA LA SOLDADURA blanda por resistencia es necesario colocar el trabajo entre una tierra y un electrodo móvil o bien entre dos electrodos móviles a fin de completar un circuito eléctrico. EI calor se aplica ai trabajo tanto por la resistencia eléctrica del inetal que se suelda como por conducción desde el electrodomóvil, que por lo regular es de carbono.

Las unidades de producción pueden contar con electrodos múltiples, electrodos rodantes o electrodos especiales, según lo que resulte más ventajoso en lo que respecta a ia velocidad de soldadura blanda, el calentamiento localizado y el consumo de potencia.

Las puntas de los electrodos para soldadura blanda por resistencia no pueden estañarse, y el soldado debe alimentarse a la unión o suministrarse mediante prefonnados o recubrirnientos de metal de aporte sobre las piezas.

SOLDADURA BLANDA POR INDUCCIÓN EL MATERIAL QUE se va a soldar en blando por inducción debe ser un conductor eléctrico. La tasa de calentamiento depende del

flujo de comente inducido, en tanto que la distribución del calor que se obtiene del calentamiento por inducción es función de la frecuencia de la onda inducida. Las frecuencias más altas concentran el calor en la superficie. Entre los tipos de equipo disponibles para el calentamiento por inducción están el oscila- dor de tubos de vacío, el sistema de chispa resonante, las unidades de motor-generador y las fuentes eléctricas de estado sólido.

La soldadura blanda por inducción generalmente se elige para lo siguiente:

(1) Producción a gran escala. (2) Aplicación de calor en un área localizada. (3) Oxidación m’nima de ia superficie adyacente a la unión. (4) Buen aspecto y calidad consistentemente alta de las

(5) Uniones de diseño sencillo que se prestan a la mecaniza- uniones.

ción.

La técnica de inducción requiere que las piezas por unir tengan superficies limpias y separaciones precisas. Los metales de aporte de calidad se extienden rápidamente y producen buen flujo capilar. En muchos casos los preformados son el mejor método para suministrar la cantidad correcta de soldado y fundente a la unión.

AI soldar en blando metales disímiles por inducción, sobre todo si las uniones son entre componentes magnéticos y no magnéticos, se debe cuidar el diseño de la bobina de inducción para que las dos piezas se calienten aproximadamente a la misma temperat ma.

SOLDADURABLANDAALINFRARROJO EXISTEN SISTEMAS DE soldadura blanda Óptica que se basan en la concentración de luz infrarroja (energía radiante) sobre la unión mediante un lente. Se pueden usar lámparas de 45 hasta 1500 watts, dependiendo de la aplicación. Los dispositivos pueden programarse a través de una fuente de potencia controlada por circuitos de estado sólido con cronómetro interno.

SOLDADURA BLANDA CON GAS CALIENTE ENLA SOLDADURA blanda con gas caliente se emplea un chorro fino de gas inerte calentado a una temperatura por encima del liquidos del metal de aporte. EI gas actúa como medio de transferencia de calor y como escudo para reducir el acceso de aire a la unión.

SOLDADURA BLANDA ULTRASÓNICA SE FABRICA EQUIPO para operaciones de soldadura blanda por inmersión y riiaiiuales con ultrasonido. Un transductor ultra& iiico produce vibraciones de alta frecuencia que desintegran las películas de óxidos tenaces sobre los metales base. La superficie recién expuesta se moja fácilmente sin ayuda de fundente, o con un fundente menos agresivo. Las unidades ultrasónicas son útiles para soldar en blando codos de retorno a las bobinas de aluminio de los acondicionadores de aire. La soldadura blanda ultrasónica también se usa para aplicar recubrirnientos soldables en blando a metales difíciles de soldar en blando.



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SOLDADURA BLANDA CON PISTOLA DE ASPERSIÓN ESTE MÉTODO GENE-E se escoge cuando el perfil de la pieza presenta problemas si se usan técnicas más convencionales.

Se fabrican pistolas con calentamiento por gas o eléctrico, diseñadas para rociar soldado fundido o semifundido sobre el trabajo a partir de un alambre de metal de aporte de alimentación continua.

Las pistolas de gas utilizan propano con oxígeno, o gas natural con aire, para calentar y rociar un alambre de metal de

aporte sólido de aproximadamente 3.2 mm (1/8 pulg) de diáme- tro y de alimentación continua. La flama de la pistola funde cerca del 90% del alambre. El soldado choca con la pieza de trabajo en estado semiliquido y el trabajo, calentado también por la flama, suministra el resto del calor necesario para fundir el soldado y hacerlo fluir. Es posible ajustar la pistola para controlar el rociado del metal de aporte.

Las pistolas calentadas por electricidad son similares a las de gas, excepto que usan un elemento de calefacción para fundir el soldado. Un chorro de aire comprimido rocía entonces el metal de aporte fundido sobre la pieza de trabajo.

TRATAMIENTO DE LOS RESIDUOS DE FUNDENTE UNA VEZ QUE se ha soldado en blando una unión, es preciso eliminar los residuos de fundente que pueden corroer el metal base o perjudicar de alguna otra manera la efectividad de la unión. La eliminación de residuos de fundente tiene especial importancia cuando las uniones se exponen a entomos húmedos.

Los fundentes con base de cloruro de cinc dejan un residuo fusionado que absorbe agua de la atmósfera. La mejor forma de eliminarlos es lavando con agua caliente que contiene 2% de ácido clorhídrico concentrado, enjuagando después con agua caliente. El agua acidificada elimina la costra blanca de oxiclo- ruro de cinc, que es insoluble en agua sola. También es posible eliminar por completo el residuo lavando posteriormente con agua caliente que contiene un poco de sosa para lavar (carbonato de sodio) y enjuagando después con agua limpia. De vez en cuando, puede ser necesario aplicar un poco de restregado mecánico.

Los residuos de fundentes inorgánicos que contienen sales y ácidos inorgánicos se deben eliminar por completo. También es necesario eliminar minuciosamente los residuos de fundentes orgánicos compuestos por ácidos orgánicos muy débiles, como el ácido esteánco, el ácido oleico y el sebo ordinario, o las combinaciones altamente corrosivas de urea y diversos clorhi- dratos orgánicos.

Para determinar s i ya se eliminaron todas las sales, la unión deberá lavarse con agua tibia a la que se agregaron unas gotas de nitrato de plata. Si todavía hay cloruros presentes, el agua se enturbiará por la precipitación de cloruro de plata.

Los residuos de fundentes orgánicos por lo regular son bastante solubles en agua caliente. Siempre es aconsejable enjuagar dos veces con agua tibia.

En general, los residuos de fundentes de resina se pueden dejar en la unión a menos que el aspecto sea un factor importante, o si el área de la unión se va a pintar o recubrir posteriomente. Los fundentes de resina activados se pueden tratar del mismo modo, pero deben eliminarse en el caso de aplicaciones electró- nicas críticas.

Si hay necesidad de eliminar los residuos de resina, se puede usar alcohol o hidrocarburos clorados. Ciertos activadores de la resina son insolubles en agua pero solubles en disolventes orgá- nicos. Estos fundentes deben eliminarse con disolventes orgáni- cos seguidos por un enjuague con agua.

Los residuos de fundentes del tipo de reacción que se emplean con aluminio por lo regular se eliminan enjuagando con agua tibia. Si esto no quita perfectamente los residuos, la unión puede restregarse con un cepillo y luego sumergirse en ácido sulfúrico al 2%, seguido por inmersión en ácido nítrico al 1%. El último paso es enjuagar con agua tibia.

Las pastas de soldadura blanda para sistemas de plomería generalmente son emulsiones de petrolato y una solución acuosa de cloruro de cinc y amonio. Dada la naturaleza corrosiva de las sales ácidas que contiene el fundente, los residuos deben eliminarse para evitar la corrosión de las uniones soldadas y de las tu- berías de cobre. Los residuos aceitosos o grasosos de la pasta de fundente generalmente se eliminan con un disolvente orgánico.

INSPECCIÓN Y PRUEBA

INSPECCIÓN VISUAL LA INSPECCIÓN VISUAL normalmente es suficiente para las uniones soldadas en blando. Las uniones deberán ser lisas y estar libres de huecos, agujeros o porosidad obvios. El perfil entre la unión soldada y el material que se está uniendo deberá mostrar una transición suave con un ángulo de contacto relativamente bajo entre el soldado y el metal base. Es necesario examinar todas las áreas que no se mojaron debidamente. La falta de mojado se detecta porque el metal conserva su color original.

Hay deshumectación cuando el soldado originalmente fluyó sobre las superficies de empalme y luego se retiró para formar glóbulos, dejando una superficie manchada de aspecto sucio. Estos defectos por lo regular se deben a una limpieza deficiente de la unión o al empleo de un fundente inapropiado.

Es fácil sobrecalentar o no calentar lo Suficiente las uniones de soldadura blanda. Las uniones sobrecalentadas se detectan por la presencia de fundentes quemados y óxidos en la unión soldada. Las uniones subcalentadas generalmente presentan ca- racterísticas de flujo deficientes, con trozos de soldado adheri-



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dos a la superficie. Estos rasgos indican que no hubo unión meta- lúrgica.

Las tarjetas de circuitos impresos soldadas en blando presentan una serie de defectos peculiares a ese producto. Puede haber puentes de soldado entre conexiones eléctricas separadas por distancias muy cortas y que deberían estar aisladas una de la otra. Los puentes pueden deberse a la composición del metal de aporte o a las condiciones de procesamiento. Otro defecto que sólo se presenta en las tarjetas de circuitos recibe el nombre de curúm- bunos: picos de soldado por debajo de la tarjeta. Esto puede causar interferencia eléctrica en el producto terminado. Las impurezas como cadmio o cinc y la falta de actividad del fundente promueven la formación de carámbanos.

Algunos tipos de porosidad se pueden deber al diseño o al material de la tarjeta de circuitos impresos.

Todos estos defectos pueden detectarse mediante inspección visual.

OTROS MÉTODOS DE INSPECCIÓN SE EMPLEAN OTROS métodos de prueba no destructivos para inspeccionar algunos productos soldados en blando. En sistemas

cerrados se pueden usar pruebas de presión-vacío con sello fluido o pruebas de tasa de fuga. Ejemplos de esto son los sistemas de plomería que se revisan con pruebas de presión de agua, los radiadores de vehículos que se revisan con pruebas de presión de aire, las latas para alimentos que se revisan mediante pruebas de vacío y los sistemas llenos de gas que se revisan empleando pruebas de fuga de halógenos.

Se puede usar radiografías para probar uniones de tuberías u otras aplicaciones en las que el área cubierta con metal de aporte de plomo es extensa.

Se están comenzando a usar técnicas de inspección por láser en procesos de fabricación electrónica. El calor generado por el láser es una indicación de la calidad de una unión soldada en blando. Con esta técnica también pueden verificarse las dimensiones superficiales.

Las pruebas de emisión acústica son útiles, pero este proceso puede afectar la calidad de la unión.

Las técnicas de pruebas destructivas normales, incluidas las pruebas mecánicas, la evaluación de corrosión y los análisis metalúrgicos son aplicables a las uniones soldadas en blando en todas sus áreas de aplicación.

PROPIEDADES DE LAS SOLDADURAS BLANDAS Y DE LAS UNIONES SOLDADAS EN GENERAL, LOS proveedores proporcionan datos sobre las propiedades físicas y mecánicas de los metales de aporte para soldadura blanda, y estos datos pueden usarse en especificaciones para asegurar que los metales tengan calidad consistente. Es posible que las propiedades que los fabricantes de metales de aporte acostumbran informar no sean aplicables a ciertos productos y aplicaciones comerciales. Los usuarios deben realizar pruebas con sus productos terminados para detenninar si el metal de aporte y el proceso de soldadura blanda son los apropiados. Las propiedades informadas de estas aleaciones sólo sirven como criterio para elegir entre varios metales de aporte para soldadura blanda disponibles.

Las uniones soldadas en blando trabajan principalmente en corte, como juntas traslapadas, o en pelado, como juntas de costura de enganche o sustentadas por material. EI método de prueba debe ser apropiado para la evaluación de las propiedades mecánicas del producto especifico. Las pruebas de tensión du-

rante un lapso corto son adecuadas para el control de calidad en fabricación y para comparaciones. La mayor parte de las uniones soldadas en blando se someten a esfuerzos en servicio, y es por ello que los resultados de pruebas de plastodefonnación, ruptura por esfuerzo y fatiga son indicadores importantes del desempeño de los productos. En Última instancia, el producto total soldado debe probarse de modo que se simule hasta donde sea posible el servicio real, pues de lo contrario existe el peligro de deficiencias graves si las uniones fallan prematuramente. Las propiedades mecánicas de las uniones soldadas dependen en buena medida del diseño del producto, de la aleación elegida, del proceso de fabricación y de las condiciones de servicio. Cada producto individual debe estudiarse teniendo en mente todos estos factores, a fin de obtener un equilibrio óptimo entre los costos y la utilidad. EI lector puede encontrar información adicional en ia lista de lecturas complementarias al final del capitulo.

PRÁCTICAS SEGURAS EN LA SOLDADURA BLANDA LAS OPERACIONES DE soldadura blanda deben realizarse en condiciones seguras. Se debe tener cuidado de leer todos los rótulos de los alambres de aporte y fundentes para soldadura blanda a fin de evitar problemas de manejo, reconocer cualquier potencial de generación o liberación de metales o compuestos tóxicos, y usar estos materiales sólo para los propósitos indicados. Todas las operaciones de soldadura blanda manual deben realizarse en un área ventilada, con las superficies de trabajo libres de gotas o particulas de soldado y residuos de fundente.

Los trabajadores que manejen soldados y fundentes siempre deberán lavarse las'áreas expuestas de la piel antes de consumir alimentos.

Las operaciones de soldadura blanda industrial a menudo requieren fuentes eléctricas con niveles de potencia relativamente altos. Todos los cautines y equipos deberán estar puestos a tierra. Si se usan calentadores eléctricos en operaciones de soldadura blanda por inmersión, los trabajadores deberán protegerse con dispositivos de seguridad de fugas de corriente.



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Los recipientes de soldado sobrecalentados pueden emitir vapores y humos de metales tóxicos. Es preciso instalar sistemas de ventilación para eliminar estas emisiones.

Los empleados deben tener conciencia de todos los factores que intervienen en la soldadura blanda y que pueden influir en su salud y su seguridad.

LISTA DE LECTURAS COMPLEMENTARIAS Aluminum Company of America (Alcoa). Soldering alcoa alu-

minum Pittsburgh, Aluminum Company of America, 1972. American Society for Metals. Metals handbook, vol. 6,9” ed.

Metals Park, Ohio, American Society for Metals, 1983. American Society for Testing and Materials. Papers on Sold-

ering. ASTM Special Publication No. 3 19. Filadelfia, Ameri- can Society for Testing and Materials, 1962.

. Symposium on Solder, ASTM Special Publication No. 189. Filadelfia, American Society for Testing And Ma- terials, 1956.

American Welding Society. Soldering manual. Miami, Ameri- can Welding Society, 1978.

Bannos, T. S. “Lead free solder to meet new safe drinking water regulations”, en Welding Journal 67( 10): 23-27; octubre de 1988.

Beal, R. E. “Flux technology of inorganic materials for soldering”, en Welding Journal 58(2); 27-33; febrero de 1979.

Beeferman, D. C. “Soldering Creams for electronic surface mounted devices”, en Welding Journal 65(1): 37-41; enero de 1976.

C.D.A. Auto Radiator Seminar, Copper Development Assoc., 1983.

Coombs, C. F., Jr., ed. Printed circuits handbook. Nueva York, McGraw-Hill, 1967.

Klein Wassink, R. J. Soldering in electronics. Ayr, Escocia, Electrochemical Publications Limited, 1984.

Manko, H. H. Solders and soldering. Nueva York, McGraw- Hill, 1979. Thwaits, C. J. So3 soldering handbook, Publica- tion 533. Columbus, OH, International Tin Research Insti- tute, 1977.



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CORTE CON

I I

OXIGENO Introducción 450

Corte con gas oxicombustible 450

Materiales cortados 474

Corte con lanza de oxígeno 478

Prácticas seguras 480



G. R. Meyer, presidente Victor Equipment Company

R. D. Green A irco-Mapp

J. F. Leny Harnischfeger Corporation

C. R. McGowen Consultor

MIEMBRO DEL COMITÉ DEL MANUAL DE SOLDADURA: B. R. Somers Consultor



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CORTE CON OXIGENO INTRODUCCIÓN EL CORTE CON oxígeno (OC) abarca un grupo de procesos de corte empleados para separar o eliminar metales mediante una reacción exotérmica del oxígeno con el metal base. En el caso de algunos metales resistentes a la oxidación, la reacción puede

facilitarse con el uso de un fundente químico o un polvo metali- CO. Los procesos de corte con oxígeno más comunes son el corte con gas oxicombustible, con arco de oxígeno, con lanza de oxígeno, con fundente químico y con polvo metálico.

CORTE CON GAS OXICOMBUSTIBLE

FUNDAMENTOS DEL PROCESO Definición y descripción general LOS PROCESOS DE corte con gas oxicombustible (OFC) separan o eliminan metal mediante la reacción química de oxígeno con el metal a temperaturas elevadas. La temperatura requerida se mantiene con una flama de gas combustible que arde en oxígeno. En el caso de metales resistentes a la oxidación, la reacción se acelera por la adición de fundentes químicos o polvos metálicos al chorro de oxígeno de corte.

Este proceso ha recibido vanos otros nombres, como quemado, corte con flama y maquinado con flama. La operación de corte propiamente dicha la realiza el chorro de oxígeno; la flama de oxígeno-gas combustible es el mecanismo empleado para calentar el metal base a una temperatura de precalentamiento aceptable y para mantener la operación de corte.

El soplete de OFC es una herramienta versátil que puede llevarse con facilidad al lugar donde se va a trabajar. Sirve para cortar placas de hasta 2 m (7 pies) de espesor. Gracias a que el chorro de oxígeno de corte tiene un "filo" de 360°, constituye un procedimiento rápido para cortar tanto bordes rectos como figuras curvas hasta las dimensiones requeridas sin necesidad de equipo de manipulación costoso. La dirección de corte puede alterarse continuamente durante la operación.

Principios de funcionamiento EL PROCESO DE corte con gas oxicombustible se vale de un soplete provisto de una punta (boquilla). Las funciones del soplete son producir flamas de precalentamiento mediante la

mezcla del gas y el oxígeno en las proporciones correctas y suministrar un chorro concentrado de oxígeno de alta pureza a la zona de reacción. El oxígeno oxida el metai caliente y también hace saltar los productos de reacción fundidos eliminándolos del corte. En las figuras 14.1 y 14.2 se muestran las características de los sopletes. El soplete mezcla el combustible y el oxígeno para las flamas de precalentamiento y dinge el chorro de oxí- geno hacia el corte. La punta de corte del soplete contiene varias salidas para flamas de precalentamiento y un conducto central para el oxígeno de corte.

Las flamas de precalentamiento sirven para calentar el metal hasta una temperatura en la que el metal reaccionará con el oxígeno de corte. El chorro de oxígeno oxida rápidamente casi todo el metal de una sección angosta para efectuar el corte. Los óxidos del metal y el metal derretido son expulsados del área de corte por la energía cinética del chorro de oxígeno. Cuando el soplete se desplaza sobre la pieza de trabajo a una velocidad apropiada, se obtiene una acción de corte continua. El soplete puede moverse a mano o con un carro mecanizado.

La precisión de una operación manual depende en gran medida de la habilidad del operador. La operación mecanizada casi siempre mejora la precisión y la rapidez del corte y el acabado de las superficies cortadas.

Ancho del corte. Cuando se corta una pieza con un proceso de OC, se elimina progresivamente una franja angosta del metal. El ancho de esta franja se denomina ancho del corte, como se indica en la figura 14.3. EI control del ancho del corte es importante en las operaciones en las que la precisión dimensional de la pieza y la ortogonalidad de los bordes cortados son



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C O R T E C O N O X i G E N O 451

TUERCA DE LA PUNTA PUNTA DE CORTE

TUERCADELAPUNTA ~ ' 1 ~ 1 ' ~

GASESDE Al MEZCLADOS

' PRECALENTAMIENTO

GAS COMBUSTIBLE

OX~GENO

0.I GAS MEZCLADO

DELOXIGENO

V C OXIGENO DE P PRECALENTAMIENTO

ENTRADA DEL DELOXIGENO GAS COMBUSTIBLE

MEZCLADO EN LA PUNTA

GAS COMBUSTIBLE DE PRECALENTAMIENTO

OX¡GENO DE PRECALENTAMIENTO - \

PALANCA DELOXIGENO DE CORTE

MANGO-

VÁLVULAS DE PRECALENTAMIENTO

/OX¡GENO DE CORTE

Figura 14.1-Soplete de corte de tipo premezclado típico

Figura 14.2-Soplete de corte de mezclado en la punta típico



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452 C O R T E C O N O X I G E N O

ANCHO DEL CORTE

Figura 14.3-Ancho del corte y arrastre en el corte con gas oxicombustible

factores significativos del control de calidad. En el proceso OFC, el ancho del corte depende del tamaño de la salida de oxígeno, del tipo de punta empleada, de la velocidad de corte y de las velocidades de flujo del oxígeno de corte y de los gases de precalentamiento. Al aumentar el espesor del material, por lo regular es necesario incrementar la velocidad de flujo del oxíge- no. Se requieren puntas de corte con salidas más grandes para el oxígeno de corte cuando se incrementa la velocidad de flujo. En consecuencia, la anchura del corte aumenta al aumentar el espesor del material cortado.

El ancho del corte tiene especial importancia cuando se cortan figuras. Al planificar el trabajo o al diseñar la plantilla debe compensarse por el ancho del corte. En general, con materiales de hasta 50 mm (2 pulg) de espesor, el ancho del corte puede mantenerse dentro de +0.4 mm (+ 1/64 de pulg).

Arrastre. Cuando se ajusta la velocidad del soplete de corte de modo que el chorro de oxígeno entra por la parte superior del corte y sale por la parte inferior sin apartarse del eje de la punta del soplete, el corte tendrá arrastre cero. Si se aumenta la velocidad de corte, o si se reduce el flujo de oxígeno, habrá menos oxígeno disponible en las regiones inferiores del corte. Al haber menos oxígeno, la velocidad de la reacción de oxidación dismi- nuirá, y además el chorro de oxígeno tendrá menos energía para expulsar los productos de reacción del área de corte. El resultado es que la parte más distante del chorro de corte se atrasa con respecto a la parte más cercana a la punta del soplete. La longitud de este retraso, medida a lo largo de la línea del corte, se denomina arrastre. Esto se ilustra en la figura 14.3.

El arrastre también puede expresarse como un porcentaje del espesor del corte. Un arrastre del 10% significa que el extremo lejano del corte va detrás del extremo cercano una distancia igual al 10% del espesor del material.

Un aumento en la velocidad de corte sin incrementar el flujo de oxígeno por lo regular produce un arrastre mayor, lo cual puede ir en perjuicio de la calidad del corte. También es muy probable que a velocidades excesivas haya una pérdida de corte. Puede haber arrastre inverso si el flujo de oxígeno de cotte es demasiado elevado o si la velocidad de recorrido es excesivamente baja. En estas condiciones, casi siempre se obtienen cortes de calidad deficiente. Un retraso en el chorro de corte debido a una alineación incorrecta del soplete no se considera como arrastre.

Las velocidades de corte por debajo de las recomendadas para cortes de calidad óptima casi siempre producen irregularidades en el ancho del corte. El chorro de oxígeno oxida y expulsa material adicional de ambos lados del corte de manera inconsistente. Una flama de precalentamiento excesiva resulta en una fusión indeseable y un ensanchamiento del corte en la parte superior.

Aspectos químicos del corte con oxigeno EL PROCESO DE corte con oxígeno se basa en la capacidad del oxígeno de alta pureza para combinarse rápidamente con el hierro cuando éste se calienta hasta su temperatura de ignición, por encima de 870°C (1600°F). El oxígeno de alta pureza oxida de inmediato el hierro, liberándose calor por varias reacciones.

Las ecuaciones químicas balanceadas para estas reacciones son las siguientes:

(1) Fe + O 4 Fe0 + calor (267 kJ), primera reacción (2) 3Fe + 20, - Fe30, + calor (1 120 H), segunda reacción (3) 2Fe + 1.50, -+ Fe,03 + calor (825 H), tercera reacción

La tremenda liberación de calor de la segunda reacción predomina sobre la de la primera reacción, que resulta comple- mentaria en la mayor parte de las aplicaciones de corte. La tercera reacción ocurre en cierta medida en las aplicaciones de corte más pesadas. Estequiométricamente, 0.29 m3 (104 ft3) de oxíge- no oxidan 1 kg (2.2 lb) de hierro a Fe30,.

En operaciones prácticas, el consumc de oxígeno de corte por unidad de masa de hierro varía dependiendo del espesor del metal. El consumo de oxígeno por unidad de masa es mayor que en la reacción estequiométrica ideal cuando el espesor es menor que aproximadamente 40 mm (1-1/2 pulg), y es m e n a cuando el espesor es mayor. En el caso de secciones más gruesas, el consumo de oxigeno es menor que en la reacción estequiométri- ca ideal porque sólo una parte del hierro se oxida por completo hasta Fe30,. Una cierta cantidad de hierro sin oxidar o parcialmente oxidado se elimina gracias a la energía cinética del chorro de oxígeno en movimiento.

Se ha demostrado mediante análisis químicos que, en algunas situaciones, más del 30% de la escoria consiste en metal no oxidado. El calor generado por la rápida oxidación del hierro derrite una parte del hierro adyacente a la superficie de reacción. Este hierro fundido sale despedido junto con el óxido de hierro gracias al movimiento del chorro de oxígeno. La reacción de oxidación concurrente calienta la capa de hierro que está en el frente de corte activo.

El calor generado por la reacción entre el hierro y el oxígeno en el foco de la reacción de corte (el punto caliente) debe ser suficiente para precalentar continuamente el material hasta la temperatura de ignición. Teniendo en cuenta las pérdidas de ca-



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C O R T E C O N O X I G E N O 453

lor por radiación y conducción, hay más que suficiente calor para sostener la reacción. En la práctica, la superficie superior del material a menudo está cubierta por incrustaciones de fábrica u orín. Las flamas de precalentamiento deberán eliminar por fu- sión esta capa para exponer una superficie metálica limpia al chorro de oxígeno. Las flamas de precalentamiento ayudan a sostener la reacción de corte al suministrar calor a la superficie; además, protegen al chorro de oxígeno de una interacción tur- bulenta con el aire.

Los elementos de aleación que normalmente se encuentran en los aceros al carbono se oxidan o disuelven en la escoria sin interferir de manera apreciable con el proceso de corte. Cuando el acero contiene cantidades considerables de elementos de alea- ción, es preciso tener en cuenta su efecto sobre el proceso de corte. Los aceros que contienen adiciones pequeñas de elementos resistentes a la oxidación, como níquel o cromo, sí pueden cortarse con oxígeno; sin embargo, cuando dichos elementos están presentes en grandes cantidades, se hace necesario modificar la técnica para sostener la acción de corte. Esto se aplica a los aceros inoxidables.

OXíGENO EL OXIGENO EMPLEADO para las operaciones de corte debe tener una pureza del 99.5% o superior, pues las impurezas reducen la eficiencia de la operación de corte. Una disminución del 1 % en la pureza del oxigeno, a 98.5%, resultará en una reducción de la velocidad de corte de aproximadamente un 15 % , y en un aumen- to de cerca del 25% en el consumo de oxígeno de corte. La calidad del corte sufrirá menoscabo, y aumentará la cantidad y la tenacidad de la escoria adherida. Si la pureza del oxígeno se reduce al 95 % o menos, la acción de corte conocida desaparece, convirtiéndose en una acción de fusión y lavado que casi siempre resulta inaceptable.

COMBUSTIBLES DE PRECALENTAMIENTO LAS FUNCIONES DE las flamas de precalentamiento durante la operación de corte son las siguientes:

(1) Elevar la temperatura del acero hasta el punto de ignición. (2) Agregar energia calorífica al trabajo para mantener la

reacción de corte. (3) Crear un escudo protector entre el chorro de oxígeno de

corte y la atmósfera. (4) Eliminar el orín de la superficie del acero, así como

incrustaciones, pintura y demás sustancias extrañas que impedi- rian o retardarían el avance normal de la acción de corte.

Una intensidad de precalentamiento que lleve el acero rápi- damente a la temperatura de ignición casi siempre será suficiente pata mantener la acción de corte a velocidades de recorrido altas. No obstante, la calidad del corte no será óptima. Los cortes de alta calidad pueden realizarse con intensidades de precalentamiento bastante más bajas que las requeridas normalmente para un calentamiento rápido. En la mayor parte de las máquinas de corte grandes, se cuenta con controles de gas de intervalo doble que limitan el precalentamiento de alta intensidad a la operación inicial. Luego, las flamas de precalentamiento se reducen a una intensidad menor durante la operación de corte, a fin de ahorrar combustible y oxígeno y lograr una mejor superficie de corte.

Se utilizan varios gases combustibles comerciales con oxigeno para producir las flamas de precalentamiento, y algunos de ellos tienen composiciones patentadas. En general, los gases combustibles se seleccionan en función de su disponibilidad y su costo. En la tabla 14.1 se dan las propiedades de algunos gases combustibles de uso común. Para apreciar la importancia de la información de esta tabla, es preciso entender algunos de los términos y conceptos implicados en la quema de gas combustible. Estos términos y conceptos se analizan en el capítulo 11, donde también se trata ia intensidad de combustión o produc- ción de flama especifica de diversos gases combustibles. Esta propiedad es una consideración importante para la selección de gases combustibles.

Selección del combustible AL ELEGIR UN combustible de precalentamiento, es preciso considerar factores como los siguientes:

(1) Tiempo requerido para el precalentamiento cuando se inician cortes en bordes cuadrados y esquinas redondeadas, y también cuando se perforan agujeros para iniciar cortes.

(2) Efecto sobre las velocidades de corte para cortes en linea recta, de figuras y de biseles.

(3) Efecto de los factores anteriores sobre la cantidad de trabajo procesado.

(4) Costo y disponibilidad del combustible en cilindros, a granel o por tuberia.

(5) Costo del oxígeno de precalentamiento requerido para quemar con eficiencia el gas combustible.

(6) Capacidad de utilizar el combustible de manera eficiente para otras operaciones, como soldadura, calentamiento y soldadura de latón, si es necesario.

(7) Seguridad para transportar y manipular los recipientes del gas combustible.

Pata obtener el mejor rendimiento con un mínimo de riesgo, los sopletes y puntas deberán estar diseñados para el combustible específico que se elija.

Acetileno EL ACETILENO SE usa ampliamente como gas combustible para corte con oxigeno y también para soldadura. Sus ventajas principales son la disponibilidad, ia alta temperatura de flama y la familiaridad que un gran número de usuarios tiene con las caracteristicas de la flama.

La combustión del acetileno en oxígeno produce una flama corta y caliente con un cono interior brillante en cada salida de precalentamiento. Ei punto más caliente se encuentra en el extremo de este cono interior. La combustión se completa en la flama exterior larga.

La clara distinción entre las dos flamas ayuda a ajustar la proporción oxigeno/acetileno para las características de flama deseadas.

Dependiendo de esta proporción, la flama puede ajustarse de modo que sea reductora (carburizante), neutral u oxidante, como se muestra en la figura 14.4. La flama neutral, que se obtiene con una proporción de aproximadamente una parte de oxigeno a una parte de acetileno, sirve para el corte manual. Al reducirse el flujo de oxígeno, comienza a aparecer una flámula brillante. Esto



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454 C O R T E C O N O X í G E N O

Tabla 14.1 Propiedades de gases combustibles comunes

Metilacetileno- pro padieno Gas

Fórmula química C2H2 C8H8 C3H6 C3H4 CH4 Acetileno Propano Propileno (MPS) natural

(Metilacetileno, (Metano) propadieno)

Temperatura de flama neutral "F 5600 4580 5200 5200 4600 " C 31 O0 2520 2810 2870 2540

Emisión de calor de flama primaria btu/ft3 507 255 433 51 7 11 MJ/rn3 19 10 16 20 0.4

Emisión de calor de flama secundaria btu/ft3 963 2243 1938 1889 989 MJ/m3 36 94 72 70 37

btu/ft3 1470 2498 2371 2406 1 O00 MJ/m3 55 1 O4 88 90 37

Valor calorífico total (después de la vaporización)

Valor calorifico total (después de la vaporización)

btu/lb 21 500 21 800 21 100 21 100 23 900 kJ/kn 50 O00 51 O00 49 O00 49 O00 56 O00

Oxígeno total requerido (flama neutral)

Oxígeno suministrado por el soplete (flama neutral)

vol. 02/vol. combustible 2.5 5.0 4.5 4.0 2.0

vol. O#oi. combustible 1.1 3.5 2.6 2.5 1.5 ft3 oxígeno/lb combustible (60°F) 16.0 30.3 23.0 22.1 35.4 m3 oxígeno/kg (15.6%) 1 .o 1.9 1.4 1.4 2.2

Presión de regulador máxima permisible

psi 15 150 150 150 Línea kPa 103 1 O30 1 O30 1 O30

Límites explosivos en

Razón volumen/peso

aire: por ciento 2.5-80 2.3-9.5 2.0-10 3.4-1 0.8 5.3-14

ft3/lb (60°F) 14.6 8.66 8.9 8.85 23.6 rn3/ka 115.6"CI 0.91 0.54 0.55 0.55 1.4

Peso específico relativo del gas 0.906 1.52 1.48 (60°F. 15.6"C) Aire = 1

1.48 0.62

indica una flama reductora, que en ocasiones se utiliza para cortes burdos de hierro colado.

Cuando se suministra oxígeno en exceso, el cono de la flama interna se acorta y se vuelve más intenso. La temperatura de la flama aumenta a un máximo cuando la razón oxígeno/acetileno es de aproximadamente 1.5 a 1. Se utiliza flama oxidante para

obtener tiempos de precalentamiento cortos y para cortar secciones muy gruesas.

La elevada temperatura de flama y las características de transferencia de calor de la flama de oxiacetileno son importantes sobre todo para el corte en bisel. También resultan ventajo- sas para operaciones en las que el tiempo de precalentamiento



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(C) FLAMA OXIDANTE

Finura 14.4-Tbos de flamas de oxiacetileno

(A) FLAMA CARBURIZANTE capítulo 11 contiene información adicional sobre el acetileno, su producción y almacenamiento, y sobre la flama de oxiacetileno.

Metilacetileno-propadieno estabilizado ( M W

(B) FLAMA NEUTRAL

Figura 14.4-Tipos de flamas de oxiacetileno

es una fracción apreciable del tiempo de corte total, como en los cortes cortos.

El acetileno en su estado libre no debe usarse a presiones ma- nométncas por encima de 15 psi (103 Wa), o presiones absolutas de 30 psi (207 P a ) . A presiones mayores, puede descomponerse con fuerza explosiva si se le expone al calor o a golpes. El

M P S ES UN combustible licuado y estabilizado, similar al acetileno, que puede almacenarse y manejarse igual que el propano liquido. Se trata de una mezcla de varios hidrocarburos, incluidos el propadieno (aleno), propano, butano, butadieno y metilacetileno. El metilacetileno, al igual que el acetileno, es un compuesto de triple ligadura, inestable y de alta energía. Los demás ingredientes del MPS diluyen el metilacetileno lo suficiente para que el manejo de la mezcla resulte seguro. La mezcla arde produciendo más calor que el propano o el gas natural; además, ofrece una elevada liberación de energía en el cono de flama primaria, en lo cual también se parece al acetileno. La flama exterior produce una liberación de energía relativamente alta, como sucede con el propano y el propileno. La distribución global de calor en la flama es la más uniforme de todos los gases.

Se obtiene una flama neutral conuna proporción de 2.5 partes de oxígeno suministrado por el soplete a una parte de MPS. La temperatura de flama máxima se alcanza con una proporción de 3.5 partes de oxígeno a una de M P S . Estas proporciones se utilizan para las mismas aplicaciones que la flama de acetileno.

Aunque el MPS gaseoso tiene muchas caracteristicas similares a las del acetileno, requiere aproximadamente el doble de volumen de oxígeno por volumen de combustible para una flama de precalentamiento neutral. Por tanto, el costo de oxígeno será mayor cuando se utilice gas MPS en lugar de acetileno para un trabajo específico. Para que sea competitivo, el costo del gas MPS deberá ser menor que el del acetileno para ese trabajo.



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El gas M P S sí tiene una ventaja respecto al acetileno para cortes subacuáticos en aguas profundas. Como la presión de salida absoluta del acetileno está limitada a 30 psi (207 Ha), en general no es aplicable a profundidades superiores a 6 m (20 ft) de agua. M P S puede usarse ahi y a mayores profundidades, lo mismo que el hidrógeno. Para una aplicación subacuática espe- cífica, deberán evaluarse M P S , acetileno e hidrógeno como combustibles de precalentamiento.

Gas natural LA COMPOSICIÓN DEL gas natural varía dependiendo de su origen. Su componente principal es el metano (CH,). La proporción de oxígeno suministrado por el soplete a gas natural es de 1.5 a 1 para una flama neutral. La temperatura de flama con gas natural es menor que con acetileno; también es más difusa y menos intensa. Las características de la flama para condiciones carburizantes, neutrales u oxidantes no son tan nítidas como con la flama de acetileno.

Debido a la menor temperatura de flama y la menor eficiencia de calentamiento que resulta, se requieren cantidades bastante mayores de gas natural y oxígeno para producir tasas de calefac- ción equivalentes a las de oxígeno y acetileno. Para competir con el acetileno, hay que considerar el costo y la disponibilidad del gas natural y del oxígeno, el mayor consumo de gases, y la prolongación de los tiempos de precalentamiento. El empleo de puntas diseñadas para suministrar una flama de precalentamien- to gruesa, o máquinas de corte que permitan ajustar el precalentamiento a alto o bajo, puede compensar las deficiencias en la producción de calor del gas natural.

Los diseños de soplete y punta para el gas natural son diferentes que para el acetileno. La presión de suministro del gas natural generalmente es baja y las razones de combustión son distintas (véase la tabla 14. I).

Propano EL PROPANO SE utiliza rutinariamente para el corte con oxígeno en varias plantas debido a su disponibilidad y a su valor calorí- fico total mucho más alto (MJ/in3) que el del gas natural (véase la tabla 14. I). Para que haya una combustión correcta durante el corte, el propano requiere de 4 a 4 1/2 veces su volumen de oxígeno de precalentamiento. Este requisito se compensa hasta cierto punto por su mayor valor calorífico. Se almacena en forma líquida y resulta fácil transportarlo al lugar de trabajo.

Propileno EL PROPILENO, QUE se vende bajo diversas marcas, se utiliza como gas combustible para el corte con oxígeno. Un volumen de propileno requiere 2.6 volúmenes de oxígeno suministrado por el soplete para dar una flama neutral y 3.6 volúmenes para alcanzar la temperatura de flama máxima. Las puntas de corte son similares a las que se usan con MPS.

VENTAJAS Y DESVENTAJAS EL CORTE CON gas oxicombustible tiene varias ventajas y desventajas cuando se le compara con otras operaciones para cortar metales, como el aserrado, el fresado y el corte con arco.

Ventajas ENTRELAS DIVERSAS ventajas del OFC se cuentan las siguientes:

(1) En general, los aceros pueden cortarse con mayor rapidez por OFC que por procesos de eliminación mecánica de fragmen- tos.

(2) Las secciones con f o m s y espesores que resulta muy difícil producir por medios mecánicos pueden separarse econó- micamente mediante OFC.

(3) Los costos básicos del equipo de OFC manual son bajos en comparación con los de las máquinas herramienta.

(4) El equipo de OFC manual es muy portátil y puede utilizarse en el campo.

(5) La dirección del corte puede cambiarse rápidamente y con un radio pequeño durante la operación.

(6) Es posible cortar placas grandes en el lugar donde están moviendo el soplete de OFC en vez de la placa.

(7) El OFC es un método económico de preparación de los bordes de placas para los diseños de uniones en bisel y de surco para soldadura.

Desventajas EL CORTE DE metales con gas oxicombustible tiene varias desventajas. Entre las más importantes están las siguientes:

(1) Las tolerancias dimensionales son bastante más deficientes que las alcanzables con máquinas herramienta.

(2) En esencia, el proceso está limitado comercialmente al corte de hierro colado y aceros, aunque pueden cortarse otros metales de fácil oxidación, como el titanio.

(3) Las flamas de precalentamiento y la escoria al rojo vivo que sale despedida representan riesgos de incendio y quemaduras para la planta y el personal.

(4) La quema del combustible y la oxidación del metal requieren un control de emisiones apropiado y una ventilación adecuada.

(5) Los aceros endurecibles pueden requerir precalentamien- to, poscalentamiento, o ambas cosas, para controlar sus estructuras metalúrgicas y propiedades mecánicas en la vecindad de los bordes cortados.

(6) Se requieren modificaciones especiales del proceso para el corte OFC de hierros colados y aceros de alta aleación.

EQUIPO EXISTEN DOS TIPOS básicos de equipo de OFC: manual y de máquina. El equipo manual se utiliza primordialmente para mantenimiento, para corte de chatarra, para quitar rebabas de piezas coladas y otras operaciones que no requieren un alto grado de precisión o una superficie cortada de muy buena calidad. El equipo de corte a máquina se emplea para trabajo preciso de alta calidad y para cortes de gran volumen, como en los talleres de fabricación de piezas de acero. Ambos tipos de equipo funcionan con el mismo principio.

Ninguna persona debe intentar operar cualquier aparato de oxicombustible si no está adiestrada en su empleo correcto o bajo supervisión competente, Es importante seguir al pie de la letra



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las recomendaciones del fabricante y las instrucciones de ope- ración para un uso seguro.

Equipo manual PARA TRABAJAR MANUALMENTE con OFC se requiere lo siguiente:

(1) Uno o más sopletes de corte adecuados para el gas combustible de precalentamiento utilizado y el intervalo de espesores del material por cortar.

(2) Puntas de corte de soplete requeridas para cortar un intervalo dado de espesores del material.

(3) Mangueras para el oxígeno y el gas combustible. (4) Reguladores de presión para el oxígeno y el gas combus-

(5) Fuentes del oxígeno y gas combustible que se utilizarán. (6) Encendedores de flama, protección para los ojos, guantes

y vestimenta resistentes a las flamas y el calor, y dispositivos de seguridad.

(7) Instrucciones de operación del equipo provistas por el fabricante.

tible.

Sopletes. siguientes:

Las funciones de un soplete de OFC son las

(1) Controlar el flujo y el mezclado del gas combustible y

(2) Controlar el flujo del oxígeno de corte. (3) Descargar los gases a través de la punta de corte a las

velocidades y tasas de flujo volumétrico apropiadas para el precalentamiento y el corte.

del oxígeno de precalentamiento.

Estas funciones están bajo el control parcial del operador, pero también dependen de las presiones de alimentación de los gases y del diseño del soplete y de las puntas de corte.

Para el corte manual es preferible un soplete que pueda ser fácilmente manipulado por el operador. Existen sopletes para corte manual con oxígeno en vanos tamaños. La selección del soplete y de la punta en general depende del intervalo de espesores del acero que se va a cortar. Las puntas empleadas en el equipo de corte manual tienen muy diversos diseños, dependiendo del gas combustible y del tipo de trabajo por realizar. Por ejemplo, para cortar acero oxidado o con incrustaciones, hay que escoger una punta que proporcione una gran cantidad de precalentamiento.

Son dos los tipos básicos de sopletes para OFC: (1) el tipo de mezclado en la punta, en el que el combustible y el oxígeno para las flamas de precalentamiento se mezclan en la punta, y (2) el tipo de premezclado, en el que el mezclado se efectúa dentro del soplete. Además, los sopletes del tipo de premezclado tienen dos diseños principales: de presión igual (positiva) o de inyector (baja presión). Los sopletes del tipo de presión positiva se usan cuando la presión del gas combustible es suficiente para suministrar al mezclador del soplete el volumen requerido del gas. Los sopletes del tipo de inyector se emplean cuando la presión del gas combustible (por lo regular gas natural a menos de 2 psig) es tal que el gas debe ser succionado hacia el soplete por la acción de venturi del mezclador del inyector. Los dos tipos de sopletes se muestran en las figuras 14.1 y 14.2 respectivamente. Algunos

fabricantes ofrecen un diseño de 3ezclador que opera efectivamente a presiones del combustible altas y bajas. Este diseño se conoce como mezclador de presión universal.

Puntas para corte manual. Las puntas de corte son piezas de aleación de cobre maquinadas con precisión, de diversos diseños y tamaños. Se sujetan al soplete de corte mediante una tuerca. Todas las puntas para corte con oxígeno tienen salidas para las flamas de precalentamiento, casi siempre dispuestas en círculo alrededor de un orificio central para el oxígeno de corte. Las salidas de flama de precalentamiento y el orificio del oxíge- no de corte tienen tamaños específicos para los intervalos de espesor del metal para cuyo corte están diseñadas las puntas. Las puntas se designan como estándar o de alta velocidad. Las puntas estándar tienen una salida de oxígeno de barreno recto, y por lo regular se utilizan con presiones de oxígeno entre 30 y 60 psi (205 y 415 P a ) . Las puntas de alta velocidad difieren de las puntas estándar en que el extremo de salida del orificio del oxí- geno se ensancha o diverge. Esta divergencia permite usar presiones de oxígeno más altas, por lo regular de 60 a 100 psi (415 a 690 kPa) al tiempo que se mantiene un chorro uniforme de oxígeno a velocidades supersónicas. Las puntas de alta velocidad suelen emplearse únicamente para el corte a máquina, y en general permiten cortar a velocidades aproximadamente 20% mayores que con las puntas estándar. Ambos tipos de puntas se ilustran en la figura 14.5.

El tamaño y diseño del orificio del oxígeno de corte son en general independientes del tipo de combustible empleado. En cambio, el diseño de las salidas de las flamas de precalentamien- to sí depende del combustible. Los diversos gases combustibles requieren diferentes volúmenes de oxígeno y combustible, y arden a diferentes velocidades. Por tanto, el tamaño y número de las salidas de las flamas de precalentamiento están diseñados para suministrar tanto una flama estable como un precalentamiento adecuado para las aplicaciones con el gas combustible específico usado. Las puntas de acetileno suelen ser de una sola pieza con salidas de flama taladradas o estampadas. Son planas

(4 (6) PUNTA PUNTA DE

DE CORTE CORTE DE ALTA ESTANDAR VELOCIDAD

Figura 14.5-Puntas de corte con gas oxicombustible



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en el extremo de la flama. Las puntas destinadas al uso con otros gases combustibles pueden ser de una sola pieza, como las puntas para acetileno, o de dos piezas con ranuras maquinadas en el miembro interior, como se ilustra en la figura 14.6.

Las puntas para MPS tienen una superficie plana en el extremo de las flamas. La mayor parte de las puntas para propileno tienen una ligera concavidad, y ias puntas para gas natural y propano casi siempre tienen una concavidad más profunda o un extremo de copa.

(A) PUNTAS DE UNA PIEZA

(8) PUNTAS DE DOS PIEZAS

Las puntas de corte, aunque se consideran artículos consumibles, son herramientas de precisión, y muchos piensan que son el factor que más influye en el rendimiento de corte. EI mantenimiento correcto de las puntas puede prolongar notablemente su vida útil y proporcionar un desempeño continuado de alta calidad.

La acumulación de escoria dentro de los conductos depreca- lentamiento y de oxígeno de corte, o alrededor de ellos, altera las características de fiujo de las flamas de precalentamiento y del chorro de oxígeno. El resultado puede ser una reducción obvia en el rendimiento y en la calidad del corte. Cuando esto sucede, la punta debe sacarse del servicio y restaurarse a unas condiciones de trabajo aceptables o bien reemplazarse.

Reguladores de presión de gas. Para poder realizar un buen corte no sólo es necesaria una selección correcta de soplete de corte y punta para el gas combustible seleccionado, sino también una forma de regular con precisión las presiones y volúmenes apropiados de los gases. Los reguladores son dispositivos de control que sirven para reducir las presiones fuente elevadas a presiones de trabajo requeridas mediante válvulas de ajuste manual. Su diseño varía, así como su rendimiento y características de comodidad de uso. Los reguladores de presión de gas están diseñados para emplearse con tipos específicos de gases e intervalos de presión bien definidos.

Los reguladores de presión de gas utilizados para OFC en general son similares en cuanto a su diseño a los utilizados para soldadura con gas oxicombustible ( O W ) que se describen en el capítulo 11. Los reguladores para casi todos los demás gases combustibles son similares en diseño a los reguladores de acetileno. Para operaciones de OFC con múltiples sopletes o cortes pesados es posible que se requieran reguladores con mayores capacidades e intervalos de presión de salida que los utilizados para OFW.

Mangueras. Las mangueras de oxígeno y de gas combustible empleadas para OFC son las mismas que se utilizan para O W , y se estudian en el capítulo 1 1.

Otros equipos. Existen goggles entintados y otros dispositivos apropiados de protección ocular en en muchos grados de sombra diferentes. Es recomendable el empleo de limpiadores de puntas, llaves de tuercas, encendedores y todos los dispositivos de seguridad apropiados, incluida la indumentaria de pro- tección.

Equipo mecanizado EL OFC MECANIZADO requiere recursos adicionales que dependen de la aplicación:

(1) Una máquina para mover uno o más sopletes en el patrón de corte requerido.

(2) Monturas de soplete y medios de ajuste en la máquina. (3) Una mesa de corte para sostener el trabajo. (4) Medios para cargar y descargar la mesa de corte. (5) Dispositivos de encendido del precalentamiento automá-

ticos, en el caso de máquinas de múltiples sopletes.

Figura 14.6-Vista en sección longitudinal de puntas de una y dos piezas empleadas con gases combustibles

distintos del acetileno

La complejidad dei equipo de OFC mecanizado puede variar desde simples máquinas guiadas a mano hasta unidades muy avanzadas de control numérico. En principio, el equipo mecani-



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zado es análogo al equipo manual, pero difiere en su diseño para manejar presiones de combustible más altas y velocidades de corte más rápidas, y realizar el inicio de los cortes. Muchas máquinas están diseñadas para fines especiales, como las que efectúan cortes verticales, las que preparan bordes para soldadura, y las que cortan y biselan tubos. En el mercado se encuentran muchas variaciones de los sistemas de corte mecanizados.

Sopletes de máquina. Un soplete de corte para máquina representativo consiste en un cañón, similar al de un soplete manual pero de construcción más pesada, y una punta de corte, como se aprecia en la figura 14.7. El cuerpo y el cañón del soplete encierran los tubos del oxígeno y del gas combustible, que conducen los gases al extremo donde la punta de corte se sujeta mediante una tuerca. El cuerpo del soplete puede tener una cremallera para posicionar la punta a cierta distancia con respecto a la superficie de trabajo. Los sopletes de máquina pueden tener dos o tres entradas para (mangueras de) gas. Los que cuentan con dos aditamentos para entrada de gas tienen una conexión para la linea de combustible y una conexión de oxígeno con dos válvulas. Los sopletes con tres aditamentos de entrada tienen conexiones individuales para el gas combustible, el oxigeno de precalentamiento y el oxígeno de corte. Estos sopletes permiten regular por separado el oxigeno de precalentamiento y el de corte, y en general son recomendables cuando se desea una operación de control remoto.

Puntas para corte a máquina. Las puntas para corte a máquina están diseñadas para trabajar a presiones de oxígeno y combustible más altas que las utilizadas normalmente para el corte manual. La punta divergente de dos piezas es uno de los tipos empleados para la operación a velocidades de corte elevadas [véase la figura 14.5(B)]. Las puntas de corte divergentes se basan en los principios del flujo de gas a través de un venturi. Al salir por la boquilla del venturi, los gases alcanzan grandes velocidades. Las puntas de corte divergentes se maquinan con precisión para minimizar cualquier distorsión de los gases al salir de la boquilla. Se utilizan para casi todas las aplicaciones de corte a máquina debido a sus características de corte superiores en materiales de hasta 150 mm (6 pulg) de espesor. No se recomiendan para cortar materiales de más de 250 mm (10 pulg) de espesor.

Reguladores. Cuando se utiliza gas natural o propano como combustible de precalentamiento en el corte a máquina, es posible ahorrar combustible y oxigeno si se emplean sistemas reguladores combinados de alta y baja presión. Dado que estos combustibles arden con intensidades de transferencia de calor inferiores a la del acetileno, se requieren tasas de flujo de combustible y oxígeno de precalentamiento altas para calentar el metal hasta la temperatura de ignición en un tiempo razonable. Una vez iniciado el corte, se requiere menos calor para mantener la acción de corte, con el consecuente ahorro en los costos de gas.

Los sistemas de regulación de alta y baja presión permiten reducir las tasas de flujo de gas iniciales hasta un nivel predeterminado cuando se inicia el flujo de oxígeno de corte. Esta reducción puede realizarse a mano o automáticamente, dependiendo de los diseños del regulador y del sistema de control.

Máquinas de corte. Las máquinas de corte con gas oxicombustible pueden ser portátiles o estacionarias. Las máquinas

ENTRADA DE OXIGENO J DE CORTE

, V,\IUL,.V

: PRFCAI EN-

VALVULA DE OXíGENO

CREMALLERA DE ENGRANE PARA AJUSTAR LAALTURA \

PUNTA DE

ENTRADA DE GAS COMBUSTIBLE DE PRECALENTAMIENTO

VALVULA DE GAS COMBUSTIBLE

TUERCA DE LA PUNTA

Figura 14.7-Soplete de corte para maquina de tres manaueras



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portátiles casi siempre se llevan adonde está el trabajo. Las máquinas estacionarias están fijas en un lugar y el trabajo se lleva a la máquina.

Maquinas portátiles. Las máquinas de corte portátiles se

ajusta la altura del soplete para mantener las fiamas de precalentamiento a la distancia correcta de la superficie de trabajo. Al terminarei corte, el operador apaga el soplete de corte y detiene el carro.

utilizan primordialmente para cortes en línea recta, aunque pueden adaptarse para cortar círculos o figuras. Estas máquinas normalmente consisten en un carro impulsado por motor provis- to de una montura ajustable para el soplete de corte, como se aprecia en la figura 14.8. En la mayor parte de los casos, la máquina se desplaza sobre neles, cuya función es la de guiar el soplete. La velocidad del carro puede ajustarse dentro de un intervalo amplio. El grado de precisión del corte depende tanto de la exactitud de los neles o de la guía, como del ajuste entre los neles y las ruedas impulsoras del carro. Las máquinas portá- tiles son de muy diversos tamaños y pesos, dependiendo del trabajo al que están destinadas. Las máquinas más pequeñas pesan sólo unos cuantos kilogramos y están limitadas a sopletes de trabajo ligero para cortar materiales delgados. Las máquinas de corte portátiles grandes son pesadas y de construcción robus- ta; pueden llevar uno o más sopletes de trabajo pesado y el equipo auxiliar necesario para cortar secciones gruesas.

En general, el operador debe ir siguiendo el carro para realizar los ajustes que se requieran para obtener cortes de buena calidad. El operador enciende el soplete, lo coloca en el punto inicial, abre el flujo de oxígeno de corte y echa a andar el carro. También

Máquinas estacionarias. Las máquinas estacionarias es- tán diseñadas para permanecer en un mismo sitio. La materia prima se lleva a la máquina y las figuras cortadas se retiran y transportan a otro lugar. La estación de trabajo consta de la máquina, un sistema para suministrar el oxígeno y el combustible de precalentamiento a la máquina y un sistema de manipu- lación del material.

El carro que sostiene los sopletes corre sobre neles. La estructura abarca el trabajo mediante un puente tipo grúa corrediza entre los neles, o bien se proyecta a un lado de los neles como viga voladiza. Estos tipos de equipos se muestran en las figuras 14.9 y 14.10 respectivamente, y por lo regular se clasifican de acuerdo con el ancho de placas que pueden cortarse (movimiento transversal). La longitud que puede cortarse es la distancia de recorrido de los neles. La longitud de corte máxima la determinan las limitaciones físicas de las líneas de suministro de gas y energía eléctrica. Casi siempre, la máquina incluye un puesto para el operador con controles consolidados para el flujo de gas, el movimiento de sopletes y el recorrido de ia máquina.

En las máquinas de corte de figuras se pueden montar varios sopletes, dependiendo del tamaño de la máquina. La máquina puede cortar figuras de casi cualquier tamaño y grado de complejidad. En operaciones de sopletes múltiples, es posible cortar simultáneamente varias figuras idénticas; el número depende del tamaño de las piezas, el tamaño de la placa y el número de sopletes con que se cuenta.

Las máquinas de impulsor rectilíneo o coordinado suelen tener un potenciómetro seno-coseno que coordinan motores impulsores individuales para el movimiento logitudinal y transversal del soplete. El carro y el brazo transversal, cada uno con su propio motor impulsor, se mueven en las direcciones apropiadas, y la velocidad lineal del soplete se mantiene en un valor constante previamente seleccionado. Este tipo de construcción permite diseñar y fabricar máquinas de corte con la suficiente rigidez para llevar todos los equipos de control modernos.

Es posible alimentar información a los motores eléctricos impulsores del carro y del brazo transversal desde cualquier control adecuado. Un método se vale de un trazador de celda fotoeléctrica que puede seguir dibujos de líneas o siluetas. Las máquinas de control numérico emplean programas de perfil grabados en cintas perforadas o magnéticas o en discos para computadora. Estos dispositivos de almacenamiento, a su vez, controlan el corte de figuras mediante el envío de sefiales apropiadas a los motores iinpulsores de la máquina de corte.

APLICACIONES EN PROCESOS GENERALES EL OFC MANUAL tiene amplio uso en la separación de piezas de acero y algunas otras aleaciones de hierro. Su portabilidad permite llevar el equipo al lugar de trabajo. Se puede cortar a la longitud deseada piezas estructurales, tuberías, barras y materiales similares para fines de construcción y mantenimiento, o cortar en trozos pequeiios chatarra o metales para reciclaje. En una fábrica de acero o fundidora, se puede cercenar con rapidez

Figura 14.8-SoPlete de corte a máquina montado en un carro portátil



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Figura 14.9-Máquina d e corte d e figuras tipo grúa corrediza, con impulsor de control numérico computarizado

proyecciones indeseables de lingotes y piezas coladas, como tapas, portillos y rebabas. Los sujetadores mecánicos, como pernos, remaches y chavetas, se pueden separar rápidamente con OFC. También es posible perforar con rapidez componentes de acero.

El OFC a máquina se usa en muchas industrias y almacenes de acero para cortar placas de acero al tamaño requerido, cortar diversas figuras de placas y preparar los bordes de las placas para soldarlos. Muchos componentes de máquinas como engranes, horquillas, marcos y herramientas se fabrican con procedimientos de corte con oxígeno.

Las máquinas capaces de cortar con tolerancias de 0.8 a 1.6 mm (1/32 a 1/16 pulg) se emplean para producir componentes que se incorporarán a productos terminados sin un maquinado intermedio. También sirven para eliminar rápidamente material antes del maquinado a tolerancias muy exactas.

El corte con gas oxicombustible se utiliza para cortar acero con espesores dentro de un intervalo muy amplio, desde aproximadamente 3 hasta 2100 mm (1/8 a 84 pulg). En general, no se cortan espesores mayores de unos 500 mm (20 pulg) excepto en

operaciones de fábricas de acero, donde las piezas se cortan estando todavía a temperaturas elevadas.

PROCEDIMIENTOS DE OPERACIÓN AL OPERAR EQUIPO de OFC siempre deben seguirse al pie de la letra las recomendaciones del fabricante del equipo para su ensamblado y uso. Esto evitará que se dañe el equipo y asegurará que se use de manera correcta y segura.

Reguladores LOS REGULADORES DE oxígeno y de gas combustible deben estar limpios y en buenas condiciones. Si penetra aceite, grasa o algún material extraño en un regulador u otro equipo, o si se daña el equipo, no se deberá utilizar antes de que un técnico de repara- ción calificado lo haya limpiado o dado el mantenimiento debido. Las mangueras deben estar en buenas condiciones y ser del tamaño adecuado para suministrar el volumen y presión correctos tanto de oxígeno como de gas combustible al soplete de corte.



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462 C O R T E C O N O X i G E N O

Figura 14.10-Máquina de corte de figuras mecanizado de tipo viga voladiza equipada con trazador de fotocelda y seis sopletes de corte con g a s oxicombustible

Retroencendido y retroceso de flama UNRETROENCENDIDO SE presenta cuando la flama arde en la cá- mara de mezcla del soplete, o atrás de ella. Es un problema grave, y deben tomarse medidas correctivas para extinguir la flama. La válvula de oxígeno del soplete deberá cerrarse de inmediato, seguida por la válvula del gas combustible. Una causa del retroencendido es omitir el purgado de las mangueras antes de encender el soplete; otra causa es el sobrecalentamiento de la punta del soplete.

El retroceso de flama es la recesión momentánea de la flama al interior de la punta del soplete, seguida por su reaparición inmediata o su extinción completa. Después de ocurrido esto, puede seguirse trabajando con el soplete. Si el retroceso de flama continúa, el soplete o las puntas, o ambas cosas, deberán retirarse del servicio para su limpieza y posible reparación.

Operación del soplete SIEMPRE DEBEN SEGUIRSE las recomendaciones del fabricante para encender, probar y usar el equipo. Sólo se deberá emplear un encendedor de chispa u otro dispositivo de encendido recomendado. Es preciso usar protección sombreada para los ojos y demás vestimenta apropiada.

La forma de encender el soplete que goza de más amplia aceptación consiste en abrir un poco la válvula del gas coinbustible y encender el gas con un encendedor de chispa. Ajuste el gas combustible hasta mantener una flama estable en el extremo

de la punta. Abra la válvula del oxígeno de precalentamiento lentamente e incremente el flujo hasta lograr la flama deseada. La intensidad de la flama puede ajustarse aumentando o disminuyendo ligeramente los volúmenes de ambos gases.

Ajuste de la flama EL AJUSTE DE ia flama es un factor crucial para lograr una operación satisfactoria del soplete. La cantidad de calor producida por la flama depende de la intensidad y tipo de flama empleada. Mediante el ajuste apropiado de las válvulas del soplete se pueden obtener tres tipos de flarnas, como se muestra en la figura 14.4.

Una flama carburizante con acetileno, MPS o propileno se distingue por las plumillas que salen del cono de la flama primaria o por la presencia de largas flámulas amarillo-anaran- jadas en la envoltura de flama secundaria. Los combustibles a base de propileno, el propano y el gas natural tienen un cono de flama primaria largo y redondeado. Las flamas carburizantes se utilizan a menudo para obtener el mejor acabado y para cortar material delgado en pilas.

Una flama neutral con acetileno, MPS o propileno se distinguen por un cono de flama primaria oscuro y bien definido, y una envoltura de flaina secundaria color azul pálido. Los combustibles a base de propileno y propano y el gas natural tienen un cono corto y bien definido. Esta flaina se obtiene anadiendo oxígeno a una flama carburizante, y es la que más se utiliza para cortar.



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C O R T E C O N O X I G E N O 463

Una flama oxidante con acetileno o MPS tiene un cono primario de color claro y una envoltura de flama secundaria más pequeña; además, casi siempre arde con un silbido áspero. En el caso de combustibles a base de propano y propileno, y del gas natural, los conos de flama primaria son más largos, menos definidos, y tienen un color más claro. Esta flama se obtiene aña- diendo un poco de oxigeno a la flama neutral. Es común utilizar este tipo de flama para cortes rápidos de baja calidad, y de manera selectiva en perforaciones y biselado de calidad.

PROCEDIMIENTOS DE CORTE Corte manual SON VARIOS LOS métodos que pueden usarse para iniciar un corte en un borde. El más común consiste en colocar las flamas de precalentamiento a medio camino sobre el borde, manteniendo el extremo de los conos de la flama de 1.5 a 3 mm (1/16 a 1/8 pulg) por encima de la superficie del material por cortar. El eje de la punta deberá estar alineado con el borde de la placa. Cuando la esquina superior adquiera un color amarillo rojizo, se abrirá la válvula del oxigeno de cortar y se iniciará el proceso de corte. El movimiento del soplete se iniciará después de que la acción de corte alcance el extremo lejano del borde.

Otro método de inicio consiste en sostener el soplete a medio camino sobre el borde, con el oxígeno de cortar abierto, pero sin tocar el borde del material. Cuando el metal alcance un color ámarillo rojizo, el soplete se avanzará hacia el material y se iniciará el corte. Este método desperdicia oxígeno, y el inicio es más difícil que con el primer método. Sólo deberá usarse para cortar materiales delgados en los que los tiempos de precalentamiento sean muy cortos.

Un tercer método es colocar la punta totalmente sobre el material por cortar. La flama de precalentamiento se mantendrá alli hasta que el metal alcance su temperatura de encendido. Lue- go la punta se moverá hacia el borde de la placa de modo que el chorro de oxígeno apenas libre el metal. Con el oxígeno de cortar abierto, se inicará el corte. Este método tiene la ventaja de producir esquinas más rectas al principio del corte.

Una vez iniciado el corte, el soplete se mueve a lo largo de la linea de corte con un movimiento suave y constante. El operador deberá mantener una distancia entre la punta y el trabajo lo más constante que pueda. El soplete deberá moverse a una velocidad tal que produzca un sonido de rasgamiento ligero y un flujo de chispas uniforme.

En el caso de placas de 13 mm (1/2 pulg) o más de espesor, la punta de corte deberá sostenerse perpendicular a la placa. En placas delgadas, la punta puede inclinarse en la dirección del corte. La inclinación aumenta la velocidad de corte y ayuda a evitar que la escoria se congele sobre el ancho del corte. Cuando corte material en posición vertical, comience en el borde inferior del material y corte hacia arriba.

A menudo es necesario iniciar un corte en un punto que no está en el borde de una pieza de metal. Esta técnica se conoce como Iioradación, y por lo regular requiere una flama de precalentamiento un poco más grande que la utilizada para un inicio en el borde. Además, la flama deberá ajustarse a una mezcla ligeramente oxidante para aumentar la energía calorífica. EI área donde vaya a comenzar el corte de horadación deberá estar en una área de desecho. Sostenga la punta del soplete en un punto

hasta que la superficie del acero adquiera un tono rojo amari- llento y salten unas cuantas chispas de la superficie del metal. La punta deberá angularse y levantarse en el momento en que se abra la válvula del oxígeno de cortar. El soplete se mantendrá estacionario hasta que el chorro de corte atraviese la placa.

En seguida se iniciará el movimiento del soplete a lo largo de la linea de corte. Si el oxigeno de corte se abre antes de tiempo y el soplete no se levanta, es posible que salte escoria penetrando en la punta y tapando las salidas del gas.

Corte a máquina LAS CONDICIONES DE operación para el corte mecanizado con oxígeno varían dependiendo del gas combustible y del tipo de soplete de corte que se usen. Las designaciones de tamaño de punta, diseño de punta y datos operativos pueden solicitarse al fabricante del soplete.

Los procedimientos de arranque y apagado para el OFC a máquina son en esencia los mismos que se dieron anteriormente para el trabajo con soplete manual. Sin embargo, el ajuste correcto de las condiciones de operación es más importante si se desea obtener cortes de alta velocidad y alta calidad. Se deberá utilizar el diagrama de corte del fabricante o del proveedor para seleccionar el tamaño de punta apropiado para el espesor de material que se va a cortar. Además del tamaño de la punta, hay que seleccionar del diagrama los ajustes de presión iniciales para el combustible y el oxígeno, y las velocidades de recorrido. Es frecuente que el diagrama indique también tasas de flujo de gas, tamaño de barreno para el orificio del oxígeno, longitudes de los conos de precalentamiento y ancho del corte. Con estos datos se ajustarán las condiciones de operación para obtener un corte con la calidad deseada.

El tamaño de punta y la presión del oxígeno de cortar correctos son importantes para realizar un corte a máquina de calidad. Si no se utiliza una punta del tamaño adecuado, no se alcanzará la velocidad de corte máxima ni se obtendrá un corte de calidad óptima. El ajuste de la presión del oxígeno de cortar es una condición esencial; las desviaciones respecto al valor recomendado afectarán considerablemente la calidad del corte. Por esta razón, algunos fabricantes especifican la presión que debe ajustarse en el regulador y la longitud que debe tener la manguera. Si se usan mangueras más largas o más cortas, deberá ajustarse la presión para compensar. Una alternativa consiste en medir la presión del oxígeno en la entrada del soplete. La presión del oxígeno de cortar se ajustará entonces de modo que se obtenga la presión recomendada en la entrada del soplete, en lugar de en la salida del regulador.

Hay otros ajustes importantes, como las presiones del combustible y el oxígeno de precalentamiento y la velocidad de recorrido. Una vez ajustados los reguladores, se utilizarán las válvulas del soplete para controlar los flujos de gas a fin de obtener la flama de precalentamiento deseada. Si no se logran tasas de flujo suficientemente altas, se pueden aumentar las presiones en el regulador para compensar. La limpieza de la boquilla, el tipo de metal base, la pureza del oxígeno de corte y otros factores tienen una influencia directa sobre el rendimiento.

Los fabricantes difieren en las velocidades de recorrido que recomiendan. Algunos dan un intervalo de velocidades para grosores específicos, en tanto que otros citan una sola velocidad. En cualquier caso, los valores deben tomarse sólo como una



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guía. Para determinar la velocidad correcta para una aplicación, inicie el corte a una velocidad inferior a la recomendada, y auméntela gradualmente hasta que la calidad del corte deje de alcanzar el nivel requerido. A continuación reduzca la velocidad hasta que se restablezca la calidad del corte, y siga trabajando a esa velocidad.

En la tabla 14.2 se dan datos representativos para cortar acero de bajo carbono, usando los gases combustibles más comunes. Las tasas de flujo de los gases y las velocidades de corte deben considerarse unicamente como guías en la determinación de

ajustes más precisos para un trabajo en particular. Cuando se corte un material nuevo, deberán efectuarse unos cuantos cortes de prueba para obtener las condiciones de operación que resulten más eficientes.

Corte pesado SE CONSIDERA CORTE pesado el corte de acero de más de unos 300 mm (12 pulg) de espesor. Las reacciones básicas que permiten el corte con oxígeno de acero grueso son las mismas que

Tabla 14.2 Datos para el corte a mano y a maquina de acero de bajo carbono limpio, sin precalentamiento

Unidades del sistema ingles Velocidad Flujo de gas, ft3/h Espesor Diámetro del

del acero orificio de corte, de corte Oxigeno Gas PUkJ Pub pulglmin de cortar Acetileno MPS natural Propano

1 18

1 12 314

0.020-0.040 16-32 15-45 3-9 2-1 o 9-25 3-10 16-26 30-55 3-9 4-1 O 9-25 5-12 0.030-0.060 15-24 40-70 6-1 2 4-1 O 10-25 5-15 0.030-0.060

0.040-0.060 12-23 55-85 6-1 2 6-1 O 15-30 5-15 12-21 100-1 50 7-1 4 8-1 5 15-30 6-18 0.045-0.060

1 0.045-0.060 9-1 8 11 0-1 60 7-1 4 8-1 5 18-35 6-18 1-112 0.060-0.080 6-1 4 11 0-1 75 8-1 6 8-1 5 18-35 8-20 2 0.060-0.080 6-1 3 130-1 90 8-1 6 8-20 20-40 8-20 3 0.065-0.085 4-1 1 190-300 9-20 8-20 20-40 9-22 4 0.080-0.090 4-1 O 240-360 9-20 10-20 20-40 9-24 5 0.080-0.095 4-8 270-360 10-25 10-20 25-50 10-25 6 0.095-0.1 05 3-7 260-500 10-25 20-40 25-50 10-30 8 0.095-0.1 1 O 3-5 460-620 15-30 20-40 30-55 15-32

10 0.095-0.1 10 2-4 580-700 15-35 30-60 35-70 15-35 12 0.110-0.130 2-4 720-850 20-40 30-60 45-95 20-45

114 318

Unidades del SI Espesor Diámetro Velocidad Flujo de gas, L/min del acero del orificio de corte Oxígeno Gas

mm de corte, mm mmls de cortar Acetileno MPS natural Propano

3.2 0.51-1 .O2 6.8 -13.5 7.2- 21.2 2- 4 2- 4 4-12 2- 5 6.4 0.76-1.52 6.8 -1 1.0 14.2- 26.0 2- 4 2- 5 4-12 2- 6 9.5 0.76-1.52 6.4 -10.1 18.9- 33.0 3- 5 2- 5 5-12 3- 7

13 1.02-1.52 5.1 - 9.7 26.0- 40.0 3- 5 2- 5 7-14 3- 8 19 1.14-1.52 5.1 - 8.9 47.2- 70.9 3- 6 3- 5 7-14 3- 9 25 1 . 1 4-1.52 3.8 - 7.6 51.9- 75.5 4- 7 4- 7 8-1 7 4- 9 38 1.52-2.03 2.5 - 5.9 51.9- 82.6 4- 8 4- 8 9-1 7 4-10 51 1.52-2.03 2.5 - 5.5 61.4- 89.6 4- 8 4- 8 9-1 9 4-10 76 1.65-2.16 1.7 - 4.7 89.6-1 42 4- 9 4-1 O 10-1 9 5-1 1

102 2.03-2.29 1.7 - 4.2 113 -170 5-10 4-1 O 10-1 9 5-1 1 127 2.03-2.41 1.7 - 3.4 127 -170 5-10 5-1 O 12-24 5-12 152 2.41-2.67 1.3 - 3.0 123 -236 5-12 5-1 2 12-24 6-19 203 2.41-2.79 1.3 - 2.1 217 -293 7-14 10-1 9 14-30 7-15 254 2.41 -2.79 0.85 - 1.7 274 -331 7-1 7 10-1 9 16-33 7-15 305 2.7 9-3.30 0.85 - 1.7 340 -401 9-1 9 15-29 20-75 10-22

Notas: 1. Consumos de oxígeno de precalentamiento: oxígeno de precalentamiento para acetileno = 1.1 a 1.25 x flujo de acetileno ft3/h; oxÍgeno de precalentamiento para gas natural = 1.5 a 2.5 flujo de gas natural ft3/h; oxígeno de precalentamiento para propano = 3.5 a 5 x flujo de propano V/h. 2. Notas de operación: Los flujos de gas más altos y las velocidades de corte mas bajas generalmente están asociados al corte manual, en tanto que los flujos de gas más bajos y las velocidades más altas se aplican al corte a maquina. AI cortar placas con muchas incrustaciones u oxidadas, emplee un flujo de gas alto yvelocidades bajas. Las velocidades máximas indicadas se aplican al corte el linea recta; para el corte de figuras intrincadas y para obtener la calidad Óptima, se requerirán velocidades mas bajas.



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en el corte de secciones más delgadas. h e d e n cortarse espesores entre 300 y 1525 mm (12 y 60 pulg) con sopletes de trabajo pesado. Los flujos de oxígeno de precalentamiento y de cortar aumentan, y la velocidad de corte disminuye, al aumentar el espesor.

Para el corte pesado, el factor más importante es el flujo de oxígeno. El tamaño de la punta y la presión de operación deben ser tales que suministren el flujo de oxígeno de cortar requerido para el espesor que se está cortando. Se ha visto que presiones de oxígeno de cortar en el intervalo de 10 a 55 psi (70 a 380 kPa), medidas en el soplete de corte, son adecuadas para los cortes más pesados si se usan puntas del tamaño apropiado y el equipo adecuado. El flujo de oxígeno en la entrada del soplete es de primordial importancia cuando se comparan los resultados de diferentes operaciones de corte. Si se relaciona el desempeño con la tasa de flujo del oxígeno en lugar de hacerlo con la presión, es posible graficar en una curva continua los datos de corte pesado.

En términos de flujo, es posible obtener una constante de demanda aproximada que resulta útil como guía al seleccionar el equipo adecuado para un trabajo determinado. Estas constantes de demanda pueden variar, pero en términos de espesor, quedan dentro del rango aproximado de 89 a 139 L de oxígeno por mm (80 a 125 pies cúbicos de oxígeno por pulgada) de espesor. La tabla 14.3 muestra el rango de las condiciones de operación que cubre ias operaciones de corte nonnales.

El corte pesado abarca una amplia variedad de operaciones, como el recorte de lingotes, el corte de chatarra y el corte de rebabas. Es posible que los datos de la tabla 14.3 no sean los más apropiados para todas las operaciones de corte pesado, aunque los valores dados aquí han sido utilizados con éxito. Pueden servir como guía para seleccionar el equipo y condiciones de operación correctos. La mejor forma de hallar los valores reales para ia realización más eficiente en una aplicación de corte específica es mediante cortes de prueba.

Cuando se realiza corte pesado con el soplete en posición horizontal, puede ser necesario incrementar la presión del oxigeno de cortar para que ayude a eliminar la escoria del ancho del corte.

La tabla 14.3 no incluye velocidades de recorrido recomendadas, pero en el intervalo de espesores que cubre se emplean velocidades de 0.85 a 2.5 mm/s (2 a 6 pulgJnin). Puede alcan-

zarse una velocidad de 1.3 mm/s (3 puldmin) con espesores de hasta por lo menos 910 mm (36 pulg). La velocidad correcta se obtiene observando con cuidado ias condiciones de operación y haciendo los ajustes adecuados durante el corte real.

Como las piezas pesadas casi siempre tienen una superficie cubierta de incrustaciones, ias técnicas para iniciar el corte difieren de las usadas con material delgado limpio. EI inicio se efectúa más lentamente en íos bordes menos lisos. La figura 14.11 indica los procedimientos de inicio correcto e incorrecto. La figura 14.1 1(A) muestra la posición de inicio deseable con las flamas de precalentamiento en la esquina superior y exten- diéndose hacia abajo sobre la cara del material. La reacción de corte comienza en la esquina superior y avanza por ia cara dei material hacia la parte inferior conforme el soplete se mueve hacia adelante. Las figuras 14.1 1(B), (C), (D), (E) y (F) muestran los problemas que surgen cuando el procedimiento no es el correcto.

Cuando el corte avanza como es debido, con un flujo de oxigeno y una velocidad hacia adelante apropiados, la reacción continuará hasta el extremo dei corte sin dejar una esquina sin cortar. La figura 14.12 ilustra diversas condiciones de ter- minación correctas e incorrectas, además de las condiciones de arrastre recomendadas. Las condiciones que producen un corte de caída vertical se ilustran en la figura 14.12(A).

En general, se requieren las siguientes condiciones para un corte pesado aceptable en una situación de producción:

(1) Un suministro de gas suficiente para completar el corte; esto es necesario porque un corte perdido en materiales pesados es extremadamente difícil, si no imposible, de reiniciar.

(2) Equipo del tamaño estructural suficiente para mantener la rigidez y llevar el equipo necesario, y de suficiente capacidad para manejar el intervalo de velocidades y flujos de gas requeridos.

(3) Personal capacitado que conozca las técnicas de corte pesado apropiadas.

Corte en pila SI LOS DATOS sobre velocidades y requerirnientos de gas del OFC a máquina se grafican contra el espesor del material, “e”, se observa que los requerimientos no son directamente propor-

Tabla 14.3 Datos para el corte con gas oxicombustible de acero de bajo carbono grueso

del material Diámetro del orificio Tasa de flujo Presión en el soplete Pub mm Pub mm pies3/h L/min psi kPa

Espesor Oxígeno de cortar

12 305 0.147-0.221 3.74- 5.61 1000-1 500 472- 708 56-33 386-228 16 406 0.1 70-0.290 4.32- 7.36 1300-2000 614- 944 54-25 372-1 72 20 508 0.1 94-0.332 4.93- 8.44 1700-2500 803-1 180 52-22 359-1 52 24 61 O 0.221-0.332 5.61- 8.44 2000-3000 944-1416 48-29 331 -200 28 71 1 0.250-0.375 6.35- 9.53 2300-3500 1087-1 652 41-26 283-1 79 32 81 3 0.250-0.375 6.35- 9.53 2700-4000 1274-1 888 51-30 352-207 36 914 0.290-0.422 7.37-10.72 3000-4500 141 6-21 20 40-26 276-1 79 40 1016 0.290-0.422 7.37-10.72 3400-5000 1605-2360 46-30 31 1-207 44 1118 0.290-0.468 7.37-1 1.90 3800-5500 1792-2600 51-26 352-1 79 48 1219 0.332-0.468 8.44-1 1.90 4000-6000 1888-2830 40-28



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m

ELCHORRO DE OXIGENO APENAS LIBRA LA SUPERFICIE

ZONACAL

EL CHORRO DE OXIGENO ENTRA DEMASIADO EN ELTRABAJO

.ENTADA -ENTADA

(A) (6) (Cl AJUSTE CORRECTO: PRECALENTAMIEN- LA PUNTA HA ENTRADO DEMASIADO AL ACCIÓN DE CORTE DE (B) TO PRINCIPALMENTE EN LACARA DE INI- TRABAJO, CON CALENTAMIENTO MAS CIO QUE NADA EN LA CARA SUPERIOR

ESCALÓN E S

RESULTADOTPICO DE (B) PRESIÓN DE OXiGENO EXCESIVA OVE- LOCIDAD DE RECORRIDO INADECUADA

PRESION DE OXiGENO INSUFICIENTE O VELOCIDAD DE RECORRIDO EXCESIVA

Figura 14.1 1-Procedimientos de inicio para corte pecado

cionales a dicho espesor. El consumo de gas por unidad de espesor “e” decrece conforme aumenta el espesor, “e”. En consecuencia, los costos de corte por “e” podrían reducirse al aumentar “e” cuando “e” está por debajo de un cierto valor, dependiendo del material cortado. Puede resultar más económi- co apilar el material para cortarlo que cortar piezas individuales, sobre todo cuando el espesor del material es inferior a 6 mm (1/4 pulg). El corte en pila está limitado a láminas y placas de cuando más 13 mm (1/2 pulg) de espesor, debido a la dificultad para sujetar con abrazaderas material más pesado formando una pila apretada. En la figura 14.13 se ilustra una operación de corte en pila.

El corte en pila también es útil para cortar material laminado que es demasiado delgado para los métodos de OFC ordinarios. Los espesores de lámina de 0.9 mm (20 gage) o mayores son los más prácticos. El corte en pila se utiliza en lugar del cizallado o el estampado, sobre todo cuando el volumenno justifica el costo de los troqueles. Los bordes de las láminas cortadas con flama son rectos, sin rebabas.

Para un corte en pila satisfactorio se requieren láminas o placas planas y limpias. La suciedad, las incrustaciones de fabri- cación, el orín y la pintura pueden interrumpir el corte y reducir su calidad. La pila debe sujetarse con fuerza, sobre todo en el área del corte, con los bordes alineados en el punto en que se iniciará el corte.

La horadación de pilas con el soplete de OFC para iniciar un corte no resulta práctica. Es preciso taladrar agujeros en las pilas si se desea iniciar un corte interior.

El grosor total de la pila lo determinan la tolerancia de corte requerida y el espesor de la pieza superior. Con una tolerancia de corte de 0.8 mm (1/32 pulg), la altura de la pila no deberá exceder los 50 mm (2 pulg); con una tolerancia de 1.6 mm (1/16 pulg), el grosor puede alcanzar hasta 100 mm (4 pulg). El límite práctico máximo del espesor es de unos 150 mm (6

Cuando se corta en pila material de menos de 5 mm (3/16 pulg) de espesor, se usa una placa de desperdicio de 6 mm (1/4 pulg) encima. Esto asegura un mejor inicio, un borde más limpio en la pieza de producción superior, y la ausencia de pandeo de la lámina superior.

El inicio del corte debe hacerse con extremo cuidado para que se extienda hasta el otro lado de la pila. Un método consiste en alinear los bordes de las láminas con exactitud en una línea vertical. Una tira vertical a lo largo de la cara alineada se precalienta con un soplete de mano hasta la temperatura de ignición. El soplete de máquina se coloca rápidamente en el punto de inicio y se comienza a cortar. Otro procedimiento consiste en colocar cada una de las láminas de modo que su borde sobresalga ligeramente del borde de la lámina de abajo. Esto es lo mejor para láminas cizalladas apiladas con la rebaba de corte hacia abajo. El corte se inicia en la placa superior (placa de desperdicio) y avanza de una lámina a la siguiente a través de la pila. Un tercer método es pegar un reborde de soldadura verticalmente a la pila de modo que se tenga una franja de metal continuo. El corte se inicia a través del reborde de soldadura y luego penetra en la pila.

PUk).



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C O R T E C O N O X ¡ G E N O 467

BORDE DE CORTE

LAAUSENCIADE ARRASTRE PERMITEAL CHORRO ATRAVESAR LA CARA UNIFOR- MEMENTE ENTODOS LOS PUNTOS. REP- RESENTATIVO DE CONDICIONES EQUILI- BRADAS

t A

(DI SI LA CARA DE CORTE ES TAL QUE EL PUNTO DONDE EL CHORRO ATRAVIESA, A, ESTÁ ADELANTE DEL PUNTO DE EN- TRADA, B, Y EN NINGÚN PUNTO LA CARA SE EXTIENDE MÁS ALLÁ DEA, LA ACCIÓN SEPARA LA PIEZA DE A HACIA ARRIBA

TERMINACIÓN DEL CORTE

EL ARRASTRE HACE QUE LA ACCIÓN DE

ALLÁ DEL MATERIAL, DEJANDO UNA ES- CORTE ATRAVIESE EN X Y PASE MAS

QUINA ,SIN CORTAR. REPRESENTATIVO DE OXIGENO INSUFICIENTE O VELOCI- DAD EXCESIVA

X

A-

DISPOSICION ANGULADA DE y PUNTA SIMILARA(D), MOSTRANDOELLIMITE DE LA EFECTIVIDAD. SIMILAR A (A)

X

EL ARRASTRE HACIA ADELANTE HACE QUE EL CHORRO ATRAVIESE EN X Y SE DESVIE, DEJANDO UNA ESQUINA SIN

SION DE OXIGENO DE CORTE ELEVADA O DEVELOCIDAD INSUFICIENTE

CORTAR. REPRESENTATIVO DE PRE-

SI LAS CONDICIONES SON TALES QUE A Y 5 ESTAN EN LINEA, O EN OTRA RELA- CION, PERO C QUEDA ADELANTE DE A, ELCHORRO ATRAVIESA EN X. DEJANDO UNA ESQUINASIN CORTAR, SIMILAR A (C)

Figura 14.12-Condiciones de terminación para corte pesado - A, B y C con el soplete vertical; D, E y F con el soplete inclinado en la dirección del corte

Aunque se haya tenido extremo cuidado, siempre existe la posibilidad de una interrupción del corte, pudiéndose perder toda la pila. La aplicación de procesos de corte con fundente y corte con polvo minimiza considerablemente este peligro. Estos métodos ayudan a propagar la reacción de oxidación dentro del corte. Así es posible tolerar entre las placas huecos de aire apreciables que de otra manera podrían inhibir el corte. El empleo de puntas divergentes con chorros de corte de alta velocidad al parecer también fomenta esta acción de transferencia.

Sea cual sea el procedimiento empleado, hay que comparar con inucho cuidado la economía de una operación de corte de pila con los costos totales que implica, incluidos aspectos como la preparación del material, la formación de las pilas, las abrazaderas y la mayor capacitación y cuidado requeridos.

Preparación de los bordes de las placas PARA UNIR POR soldadura componentes de acero muchas veces se utilizan diseños de unión en bisel, de surco en V y de surco en U. La preparación de los bordes que se van a unir puede

hacerse mediante corte o acanalado con oxígeno. Los biseles sencillos y dobles se producen empleando puntas y sopletes de corte estándar, casi siempre mecanizados, para biselar en línea recta. El acanalado con oxígeno se efectúa con puntas de corte de diseño especial que producen uniones de surco en U.

Biselado de placas. En muchas aplicaciones es necesario biselar los bordes de las placas antes de soldarlas, a fin de asegurar que las dimensiones y el ajuste sean correctos, y tam- bién para poder utilizar técnicas de soldadura estándar. El biselado puede efectuarse con un solo soplete o con vanos sopletes operando siinultáneamente. Aunque el biselado sencillo puede hacerse a mano, lo mejor es hacerlo a máquina para poder controlar con precisión las variables de corte. Si se cortan biseles con dos o tres sopletes, hay que usar dispositivos que corran sobre las placas para asegurar que la punta mantenga una posi- ción constante sobre la placa, como se ilustra en la figura 14.14.

En el biselado con un solo soplete, la cantidad y el tipo de precalentatniento es un factor dominante. Si el ángulo del bisel es menor que 15", la pérdida de eficiencia del precalentamiento es pequefia. Cuando el ángulo del bisel rebasa los 15", el calor transferido de las flainas de precalentatniento a la placa dismi-



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Figura 14.13-Operación de corte en pila típica con las placas sujetas mediante soldaduras verticales

nuye rápidamente conforme aumenta el ángulo del bisel. Es preciso proporcionar un precalentamiento mucho mayor, sobre todo con espesores de hasta 25 mtn (1 pulg). Los mejores resultados se obtienen colocando la punta muy cerca del trabajo y empleando proporciones de oxígeno/combustible bastante altas. Para biseles de más de 30°, o en placas gruesas, puntas de biselado especiales suministran la capacidad de precalentamien- to adicional requerida.

Podemos utilizar un soplete auxiliar (únicamente con flamas de precalentamiento) montado perpendicularmente respecto al trabajo, o un adaptador auxiliar que divida el precalentamiento y aplique parte de él al trabajo en forma ortogonal, con el fin de obtener velocidades de biselado más altas. Ambos métodos consumen en realidad menos gas de precalentamiento total que una sola punta angulada.

Casi nunca se obtienen cortes con caras de óptima calidad usando la velocidad máxima de corte. El acabado de la cara cortada por lo regular puede mejorarse trabajando a velocidades más bajas. Cuando se reduzca la velocidad para obtener un mejor acabado de la superficie, se deberán reducir también las flamas de precalentamiento a fin de evitar una fusión excesiva del borde superior de las caras.

Las figuras 14.15,14.16 y 14.17 ilustran las posiciones de los sopletes para cortar los tres bordes biselados básicos. En cada caso, los espaciados de las posiciones de los sopletes A y B están determinados por el espesor de la placa, el tamaño de la punta y la velocidad de corte. Los sopletes de corte se sitúan a separaciones que resultan prácticas sin interrumpir la acción de corte de ninguno de los tres chorros de oxígeno. Si la longitud de A o de B, o ambas, son excesivas, la acción de corte del soplete que va más atrás no abarca el ancho äel corte del soplete que va adelante. Esto hace que el chorro de oxígeno se desvíe hacia la brecha que deja el corte del soplete de adelante, exca- vando la cara cortada. El resultado es una superficie irregular y a menudo adherencias de escoria ligera en el lado de abajo del borde preparado.

La colocación de los sopletes en dirección lateral para el corte de múltiples biseles casi siempre se determina por el método de prueba y error. Sin embargo, esto puede ser costoso e implicar un retrabajo prolongado o que se arruine el material. Para la alineación de los sopletes resulta muy útil una sencilla plantilla maquinada representativa de la geometría que deben tener los bordes. A cada punta de corte se sujeta un dispositivo para centrar la punta respecto al ancho del corte, como puede verse



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Fiaura 14.14-Dis~osición de corte mecanizado para biselar el borde de una daca

en la figura 14.18. Luego se da a los sopletes el ángulo apropiado y se ajustan a la plantilla del borde. Con esto la cabeza de corte de múltiples sopletes está lista para duplicar el perfil de la plantilla.

Si se desea obtener una tolerancia dimensional muy justa al preparar bordes de placas, hay que utilizar equipo portasopletes muy preciso. Cuando se requiere reproducibilidad, exactitud y máxima eficiencia, se usan máquinas de corte grandes del tipo de rieles con grúa corrediza, aparatos que pueden clasificarse en la misma categoría que las máquinas herramienta. La placa se coloca en una mesa de corte plana, entre los neles de una máqui- na de corte de triple grúa corrediza, como se muestra en la figura 14.19. La máquina puede preparar los cuatro bordes de la placa sin necesidad de reacomodarla; además, puede cortar la placa en segmentos más pequeiios al mismo tiempo.

Acanalado. El acanalado de placas de acero mediante procesos de OFC por lo general está limitado a placas con espesor máximo de 25 mm (1 pulg). Es común utilizar este proceso en el lado inferior de una unión soldada para eliminar defectos dejados por la pasada original. También suele usarse el acanalado de OFC para elinunar unioiies soldadas defectuosas o grietas durante la reparación de material previamente fabricado.

El proceso de acanalado casi siempre requiere una punta especial con una gran capacidad de precalentainiento y un orificio central para el oxígeno que produce mucha turbulencia en el chorro de oxígeno. Esta turbulencia genera un fliijo de oxígeno ancho que puede ser controlado por el operador para lograr uti acanalado con la anchura y profundidad deseadas. Otros factores que detenninan la forma del acanalado son la velocidad, el ángulo de la punta, la presión, la cantidad de precalentamiento y el tamafio de la punta. Uiia importante ventaja del acanalado con gas oxicombustible es que no se necesita equipo adicional distinto del que se usa en el proceso de OFC.

CORTE BAJO EL AGUA ELCORTE SUBACUATICO se usa en labores de recuperación y para cortar bajo la superficie en muelles, astilleros y embarcaciones. Los dos métodos más utilizados son el corte con gas oxicombustible y el corte con arco de oxígeno.

La técnica para cortar bajo el agua con OFC no difiere en lo esencial de la que se usa para cortar acero en el aire. Los sopletes de OFC subacuáticos tienen las mismas características de los sopletes de OFC estándar, pero además cuentan con lo necesario para proporcionar su propio entorno atmosférico. En un soplete de corte subacuatico, el oxígeno y el combustible se mezclan y queman para producir la flama de precalentamieiito. EI oxígeno de cortar sale por la punta para cortar el acero. Además, el soplete crea una burbuja de aire alrededor de la punta de corte, como puede verse en la figura 14.20. EI escudo de aire estabiliza la flaina de precaleiitainieiito y al mismo tiempo desplaza el agua del área de corte.

EI soplete de corte subacuático tiene conexiones para tres mangueras que alimentan aire cotnpriinido, gas combustible y oxígeno. En el extremo de corte del soplete se monta un dispositivo de escudo y espaciador combinado, EI escudo ajustable controla la formación de la burbuja de aire, y se ajusta de modo que la flaina de precalentamiei~to quede a la distancia correcta del trabajo. Este aditamento es indispensable para trabajar bajo el agua debido a la poca visibilidad y a la reducción en la tnovilidad del operador causada por el engorroso traje de buceo. Unas ranuras en el escudo peniiiteri que escapen los gases quemados. Se utiliza un soplete corto a fin de reducir la fuerza de reacción producida por el aire coinprirnido y el oxígeno de cortar al chocar contra el agua circundante.

Al aumentar la profuiididad a la que se realiza el corte, será necesario aumentar las presiones de los gases para vencer tanto la mayor presión del agua como las pérdidas por fricción en las



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DIRECCIÓN DEL RECORRIDO

I + DIRECCIÓN DEL RECORRIDO

VISTA DE PLANTA ' o

/

VISTA DE PLANTA

VISTA FRONTAL VISTA FRONTAL

Figura 14.15-Corte de preparación de borde de un solo bisel con cara raíz

Figura 14.16-Corte de preparación de borde de doble bisel sin cara raíz

mangueras más largas. A las presiones básicas recomendadas para el espesor del material cortado en aire hay que añadir aproximadamente 1/2 psi (3.5 kPa) por cada 300 mm (12 pulg) de profundidad.

M P S , propileno e hidrógeno son los mejores gases de precalentamiento de aplicación general, ya que pueden usarse en todas las profundidades a las que pueden descender los buzos y trabajan de manera satisfactoria. El acetileno no debe usarse por debajo de unos 6 m (20 ft) porque su presión de operación segura máxima es 15 psi (100 kPa) manométrica.

El soplete de corte con gas oxicombustible no experimenta dificultades sensibles bajo el agua para cortar placas de acero con espesores entre 13 mm (1/2 pulg) y aproximadamente 101 mm (4 pulg). En el caso de espesores por debajo de 13 mm (1/2 pulg), el constante efecto de extinción del agua circundante reduce la eficiencia del precalentamiento. Esto requiere flamas y flujos de gas de precalentamiento mucho más grandes. El tamaño del orificio del oxígeno de cortar es considerablemente mayor para el corte bajo el agua que para el corte en aire. Además, se necesita un aparato especial para encender las flamas de precalentamiento bajo el agua.

Algunos fabricantes han desarrollado una manga de espaciado para uso en cortes subacuáticos con sopletes estándar. Este dispositivo se sujeta a la punta de corte y sirve como guía para mantener la distancia apropiada entre la punta y el trabajo. Para estas unidades no se requiere un suministro de aire comprimido.

Es preciso seguir las recomendaciones del fabricante para configurar y operar el equipo de OFC subacuático.

CALIDAD DEL CORTE LA O B T E N C I ~ N D E ~ ~ ~ calidad aceptable en OFC depende de los requisitos del trabajo. Las operaciones de recuperación y la separación de miembros para convertirlos en chatarra no requieren cortes de alta calidad. Se utiliza el corte con oxígeno para completar con rapidez las operaciones sin preocuparse por la calidad de las superficies cortadas.

Cuando los materiales cortados se emplean en fabricación sin un procesamiento ulterior de las superficies cortadas, la calidad de las superficies podría ser vital. La calidad de un corte puede abarcar cosas como:



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C O R T E CON O X I G E N O 471

DIRECCIÓN DEL RECORRIDO

II

VISTA DE PLANTA I

VISTA FRONTAL

Figura 14.17-Corte de preparación de borde de doble bisei con cara de raíz

(1) h g u l o apropiado entre la superficie cortada y las super-

(2) Lo plano de la superficie. (3) Lo recto del borde de precalentamiento del corte. (4) Tolerancias dimensionales de la figura cortada. (5) Adherencia de escorias tenaces. (6) Defectos de la superficie cortada, como grietas y bolsas.

ficies adyacentes.

En general, estos aspectos sólo se controlan con precisión en el OFC a máquina. Para un corte de alta calidad se requiere un buen control de la posición del soplete, de la iniciación del corte, de la velocidad de recorrido y de la estabilidad de la plantilla. Además hay que mantener y limpiar el equipo con regularidad.

Con el equipo adecuado en buenas condiciones, un operador capacitado y piezas de trabajo razonablemente limpias y bien apoyadas, es posible cortar figuras con tolerancias de 0.8 a 1.6 mm (1/32 a 1/16 pulg) de material con un espesor máximo de 51 mm (2 pulg). Para ello es preciso que las puntas de corte, las

PLETE CENTRAL

Figura 14.1û-Método de centrado sobre el ancho de corte y ajuste dei ángulo de biselado

flamas de precalentamiento, la presión y el flujo de oxígeno de corte y la velocidad de recorrido sean todos los correctos.

Independientemente de las condiciones de operación, las líneas de arrastre son inherentes al corte con oxígeno. Se trata de las líneas que aparecen en la superficie cortada (vease la figura 14.21) y que resultan del modo como el hierro se oxida dentro del corte. Unas líneas de arrastre poco marcadas en la superficie no se consideran como un defecto. La magnitud del arrastre es importante; si es demasiado grande, la esquina en el extremo del corte tal vez no se cercene por completo, con lo que la pieza no se separará.

La calidad de la superficie cortada depende de muchas variables, siendo las más significativas las siguientes:

(1) Tipo del acero. (2) Espesor del material. (3) Calidad del acero (ausencia de segregaciones, inclusio-

(4) Condición de la superficie del acero. (5 ) Intensidad de las flamas de precalentamiento y razón

oxígeno de precalentamiento/gas combustible. (6) Tamaño y forma del orificio del oxígeno de cortar. (7) Pureza del oxígeno de cortar. (8) Tasa de flujo del oxígeno de cortar. (9) La limpieza y la uniformidad del extremo de salida de la

(10) Velocidad de corte.

Para un corte dado, conviene evaluar las variables mencionadas a fin de obtener un corte con la calidad requerida y con el

nes, etc.).

boquilla.



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472 C O R T E CON O X i G E N O

POSICIÓN INICIAL POSICIÓN FINAL

2

I 4 IL

c 3

Figura 14.19-Vista de planta de una máquina de corte de tres grúas corredizas

1 I 1 .......... .................................................................................... ........... :::::r.. ........................ ............................................................................ ............................... /& ... ...

u ....... ..*-*. AIRE COMPRIMIDO

1 OX~GENO DE CORTE

OXiGENO DE PRECALENTAMIENTO

0 COMBUSTIBLE DE PRECALENTAMIENTO

MEZCLA OXICOMBUSTIBLE DE PRECALENTAMIENTO

Figura 14.20-Diseño básico de un soplete de corte subacuático con gas oxicombustible



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La tolerancia dimensional y la aspereza de la superficie deben considerarse simultáneamente al juzgar la calidad de un corte, porque dependen hasta cierto punto una de la otra. En general, las especificaciones incluyen tolerancias dimensionales, corno lo recto del borde, lo cuadrado del borde y las variaciones permitidas en el ancho de la placa. Todo esto depende en primera instancia del equipo de corte y de su funcionamiento mecánico. Cuando el soplete se sostiene con rigidez y avanza a velocidad constante. como en el OFC a máauina. las tolerancias dimensio-

Figura 14.21-Líneas de arrastre en la pared dei corte producidas por el corte con oxigeno

costo global mínimo en términos de oxígeno, gas combustible, mano de obra y gastos extra. Las figuras 14.22 y 14.23 muestran condiciones de borde representativas producidas por variaciones en el procedimiento de corte para material de tipo y espesor uniformes.

I I

nales pueden mantenerse dentro de límites razonables. EI grado de precisión longitudinal de un corte a máquina depende primordialmente de factores como la condición del equipo, la alinea- ción de los rieles guía, las separaciones en el mecanismo de operación y la uniformidad del control de velocidad de la unidad impulsora. Además del equipo, la exactitud dimensional depende del control de la expansión térmica del material cortado. La falta de una tolerancia dimensional puede deberse a un pandeo del material (placa delgada o lámina), a deformaciones produci-

~ ~~~ ~

Figura 14.22-Condiciones de borde representativas producidas por operaciones de corte con gas oxicombustible: (1) Buen corte en una placa de 25 mm (1 pulg): e l borde es cuadrado y las líneas de arrastre son

prácticamente verticales y no demasiado pronunciadas; (2) ias flamas de precalentamiento fueron demasiado pequeñas para este corte, y la velocidad de corte fue demasiado lenta, provocando un excavado notable en la parte inferior; (3) las flamac de precalentamiento fueron demasiado largas, por lo que la superficie superior se derritió, el borde del corte quedó irregular y hubo cantidades excesivas de escoria adherida; (4) la presión de oxígeno fue demasiado baja, por lo que el borde superior se derritió debido a la baja velocidad de corte; (5) la

presión de oxigeno fue demasiado alta y el tamaño de la boquilla demasiado pequeño, haciendo que se perdiera el control del corte



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Figura 14.23-Condiciones de borde representativas producidas por operaciones de corte con gas oxicombustible: (6) la velocidad de corte fue demasiado baja, por lo que las irregularidades de las líneas

de arrastre quedaron más marcadas; (7) la velocidad de corte fue demasiado alta, por lo que hay una ruptura pronunciada en la linea de arrastre y el borde cortado es irregular; (8) el recorrido del soplete fue bamboleante,

por lo que el borde cortado quedó ondulado e irregular; (9) se perdió el corte y no se tuvo cuidado para reiniciarlo, produciendo excavaciones notables en el punto de reinicio

das por la aplicación de calor a un borde, o a un desplazamiento del material durante el corte.

La operación de OFC debe planearse con detenimiento para minimizar el efecto de las variables sobre la exactitud diinensio- nal. Por ejemplo, al recortar bordes opuestos de una placa, las deformaciones se reducirán al mínimo si ambos cortes se realizan simultáneamente en la misma dirección. La distorsión a menudo puede controlarse durante el corte de figuras irregulares de placas si se insertan cuñas en el ancho del corte después de haber pasado el soplete, a fin de limitar el movimiento del metal

por expansión y contracción térmicas. Al cortar aberturas en medio de una placa, la distorsión puede limitarse si se hace una serie de cortes disconexos. La sección queda pegada a la placa en vanos puntos hasta que casi se ha completado la operación de corte, y finalmente se cercenan los puntos de conexión. Lo intermitente del corte reducirá un poco la calidad del corte.

Los materiales delgados a menudo se cortan en pilas para eliminar la deformación y el pandeo. Otra técnica consiste en cortar la placa delgada mientras está parcialmente sumergida en agua para eliminar el calor.

MATERIALES CORTADOS PARA CASI TODAS las operaciones de corte de acero, el equipo de corte con oxígeno resulta satisfactorio. Cuando se cortan aleaciones altas y acero inoxidable puede ser necesario usar un proceso de OFC especial, como el corte con inyección de fundente o polvo, o alguno de los procesos de corte con arco. EI proceso de corte y el tipo de operación (manual o mecanizada) que se elija dependerá del material por cortar, los requisitos de producción y el uso final del producto.

ACEROS AL CARBONO Y DE BAJA A L E A C I ~ N LOS ACEROS AL carbono se cortan con facilidad mediante el proceso de OFC. Los aceros de bajo carbono se cortan sin problemas empleando los procedimientos estándar. En la tabla 14.2 se dan datos representativos dei corte de acero de bajo carbono usando gases combustibles comunes. Las tasas de flujo de gas y velocidades de corte dadas se deben considerar como



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C O R T E CON O X í G E N O 475

guías para determinar ajustes mas precisos para un trabajo e n particular. Cuando se vaya a cortar un material nuevo, conviene hacer unos cuantos cortes de prueba para obtener las condiciones de operación más eficientes.

Cabe señalar que las tablas terminan e n los 300 mm (12 pdg), que es e l espesor máximo de las placas de las cuales se cortan normalmente f iguras e n los talleres de producción. Esta d iv is ión se hizo arbitrariamente. EI corte de placas de acero de más de unos 300 mm (12 pulg) de espesor se considera corte pesado. L a s características d e l corte pesado se verán más adelante.

Efectos de los elementos de aleación LOS ELEMENTOS DE aleación t ienen dos posibles efectos sobre e l corte de acero con oxígeno. Pueden hacer a l acero más d i f í c i l de cortar, o pueden produci r superficies de corte endurecidas o termofijadas, o ambas cosas. Los efectos de los elementos de aleación se evalúan a grandes rasgos e n l a tabla 14.4.

Cuando se corta acero con un chorro de oxígeno, se l ibera una cantidad enorme de energía caloríf ica dentro d e l corte. Gran parte de esta energía se transfiere a los lados d e l corte, donde eleva l a temperatura d e l acero adyacente a l corte hasta rebasar su temperatura crítica. Como e l soplete está avanzando, l a fuente de calor pronto se aleja. La masa de me ta l frío cerca d e l corte actúa como m e d i o de ext inc ión o templado, enfr iando rápida- mente e l acero caliente. Esta acc ión de templado puede endurecer las superficies cortadas de los aceros de a l to carbono y de aleación.

L a p ro fund idad de l a zona afectada por e l calor depende d e l contenido de carbono y de elementos de aleación, d e l grosor d e l me ta l base, y de l a velocidad de corte empleada. El endurecimiento de las zonas afectadas por e l calor e n aceros c o n hasta 0.25% de carbono no resulta cr í t ico e n los espesores que suelen cortarse. Los aceros de más alto carbono y algunos aceros de aleación se endurecen a un grado t a l que e l espesor puede volverse crít ico.

En l a tabla 14.5 se muestran las profundidades típicas de las zonas afectadas por e l ca lor e n acero cortado con oxígeno. En l a m a y o r parte de las aplicaciones de l corte c o n oxígeno no hace falta e l iminar e l me ta l afectado; s i n embargo, s i se elimina, deberá hacerse con medios mecánicos.

Precalentamiento y poscalentamiento EL MATERIAL CORTADO puede precalentarse para obtener las características mecánicas y metalúrgicas deseadas o para mejora r l a operación de corte.

EI precalentamiento d e l trabajo puede tener varios efectos útiles:

(1) Puede aumentar l a ef iciencia de l a operación de corte a l pe rm i t i r una velocidad de recorrido mayor, c o n lo cual se redu- c i rán las cantidades totales de oxígeno y gas combust ib le reque- r idas para efectuar e l corte.

Tabla 14.4 Efecto de los elementos de aleación sobre la resistencia del acero frente al corte con oxigeno

Elemento Efecto del elemento sobre el corte con oxígeno Carbono

Manganeso

Silicio

Cromo

Níquel

Molibdeno

Tungsteno

Cobre Aluminio Fósforo Azufre

Vanadio

Los aceros con hasta un 0.25% de carbono se pueden cortar sin dificultad. Los aceros de más alto carbono deben precalentarse para evitar el endurecimiento y el agrietamiento. EI grafito y la cementita (Fe$) son perjudiciales, pero los hierros colados con un contenido del 4% de carbono se pueden cortar con técnicas especiales Los aceros con alrededor del 14% de manganeso y 1.5% de carbono son difíciles de cortar y deben precalentarse para obtener resultados óptimos EI silicio, en las proporciones en que suele estar presente, no tiene efecto alguno. Se cortan hierros de transformador que contienen hasta un 4% de silicio. EI acero al silicio con grandes cantidades de carbono y manganeso debe precalentarse con cuidado y recocerse posteriormente para evitar endurecimiento por el aire y posibles fisuras superficiales Los aceros con hasta un 5% de cromo se cortan sin mucha dificultad cuando la superficie está limpia. Los aceros de más alto cfomo, como los que tienen 10% de cromo, requieren técnicas especiales (véase la sección sobre aceros resistentes a la oxidación), y los cortes son ásperos cuando se emplea el proceso de corte con oxiacetileno usual. En general, se recomiendan flamas de precalentamiento carburizantes para cortar este tipo de aceros. Los procesos de corte con inyección de fundente y de hierro en polvo permiten efectuar fácilmente cortes en los hierros y aceros de cromo rectos comunes, así como en el acero inoxidable. Los aceros con un contenido de níquel de hasta el 3% se pueden cortar con los procesos normales de corte con oxígeno; con un contenido de hasta alrededor del 7%, los cortes son bastante satisfactorios. Es posible realizar cortes de excelente calidad en los aceros inoxidables comunes (1 8-8 hasta alrededor de 35-1 5 como limite superior) mediante los procesos de corte con inyección de fundente o hierro en polvo. Este elemento afecta el corte más o menos como Io hace el cromo. EI acero cromo-molibdeno de calidad para aeronaves no presenta problemas. Sin embargo, los aceros de alto molibdeno-tungsteno sólo pueden cortarse empleando técnicas especiales. Se pueden cortar con facilidad las aleaciones usuales con hasta un 14% de tungsteno, pero los cortes se dificultan cuando el porcentaje de tungsteno es mayor. EI límite es al parecer 20% de tungsteno. En cantidades de hasta el 2% el cobre no tiene efecto alguno. A menos que esté presente en grandes cantidades (del orden del lo%), el efecto del aluminio no es apreciable Este elemento no tiene efecto alguno en las cantidades en que se le acostumbra tolerar en el acero. Las cantidades pequenas, como las que están presentes en los aceros, no tienen efecto alguno. Si el porcentaje de azufre es mayor, la velocidad de corte se reduce y se aprecian emisiones de dióxido de azufre. En las cantidades en que suele estar presente en los aceros, esta aleacion puede mejorar el corte, en vez de interferir con él.



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Tabla 14.5 Profundidades aproximadas de las zonas afectadas por el calor en aceros cortados con oxígeno*

Profundidad Espesor Aceros de bajo carbono Aceros de alto carbono

P Q mm Pub mm PUkI mm Menos de 1/2 Menos de 13 Menos de 1/32 Menos de 0.8 1/32 0.8

112 6

13 1 I 3 2 0.8 1 /32 a 1 / 16 0.8 a 1.6 152 1 I 8 3.2 1/8 a 114 3.2 a 6.4

~ ~ _ _ _ _ _

'La profundidad de la zona endurecida por completo es considerablemente menor que la de la zona afectada por el calor.

(2) Reducirá el gradiente de temperatura en el acero durante la operación de corte. Esto, a su vez, reducirá, o distribuirá de manera más favorable, las tensiones inducidas por el calor y evitará la formación de grietas de templado o de enfriamiento. También se reducirá la distorsión.

(3) Puede evitar el endurecimiento de la superficie cortada al reducir la tasa de enfriamiento.

(4) Disminuye la migración de carbono hacia la cara cortada al reducir el gradiente de temperatura en el metal adyacente al corte.

Las temperaturas empleadas en el precalentamiento generalmente están entre 90 y 700°C (200 y 1300°F) dependiendo del tamaño de la pieza y del tipo de acero por cortar. La mayor parte de los aceros al carbono y de aleación pueden cortarse con el acero calentado al intervalo de temperaturas de 200 a 3 15°C (400 a 600°F). Cuanto mayor sea la temperatura de precalentamiento, más rápida será la reacción del oxigeno con el hierro, lo cual permitirá velocidades de corte más altas.

Es indispensable que la temperatura de precalentamiento sea bastante uniforme a través de la sección en las áreas que se van a cortar. Si el metal cercano a las superficies está a una temperatura menor que el metal interior, la reacción de oxidación se efectuará con mayor rapidez en el interior. Se formarán bolsas grandes en el interior que producirán superficies de corte no satisfactorias o bien harán que la escoria quede atrapada pudien- do interrumpir la acción de corte. Si el material se precalienta en un homo, el corte debe iniciarse lo más pronto posible después de sacarlo del homo, a fin de aprovechar el calor de la placa.

Si no se cuenta con homos de capacidad suficiente para precalentar toda la pieza, el precalentamiento local en los alrededores del corte puede servir de algo. En el caso de cortes ligeros, el precalentamiento puede efectuarse pasando las flamas de precalentamiento del soplete de corte lentamente sobre la linea del corte hasta alcanzar la temperatura de precalentamiento deseada. Otro método que puede producir mejores resultados consiste en precalentar con un soplete de calentamiento de múltiples flainas montado delante del soplete de corte.

A fin de reducir las tensiones intemas inducidas por el calor, en las piezas cortadas, éstas pueden recocerse, normalizarse o someterse a liberación de tensiones. Un tratamiento posterior con calor puede eliminar casi todos los cambios metalúrgicos causados por el calor de corte. Si no se dispone de un homo del tamaño requerido para el tratamiento final con calor, la superficie cortada puede recalentarse a la temperatura apropiada con sopletes de calentamiento de múltiples flainas.

HIERRO COLADO EL ALTO CONTENIDO de carbono del hierro colado resiste las técnicas de OFC ordinarias para cortar aceros de bajo carbono. Los hierros colados contienen una parte de su carbono en forma de hojuelas o nódulos de grafito, y otra parte en forma de carburo de hierro (Fe$). Ambos constituyentes estorban la oxidación del hierro. Los cortes de producción de alta calidad típicos de los aceros no pueden obtenerse con hierro colado. La mayor parte de los cortes tiene como fin la eliminación de rebabas, portillos o defectos, la reparación o alteración de piezas coladas, o el procesamiento de chatarra.

Por lo regular, el hierro colado puede cortarse manualmente con un movimiento oscilatorio del soplete, como se muestra en la figura 12.24. El grado de movimiento depende del espesor de la sección y del contenido de carbono. La oscilación del soplete ayuda al chorro de oxigeno a expulsar del corte la escoria y el metal derretido. El corte normalmente resulta ancho y áspero.

Para cortar un cierto espesor de hierro colado se requiere una punta de corte mayor y un flujo de gas más alto que para cortar el mismo espesor de acero. Se emplea una flama carburizante caliente, con la flámula extendiéndose hasta el otro lado de la sección de hierro colado. El exceso de gas combustible ayuda a mantener el precalentamiento en el ancho del corte al quemarse.

En ocasiones, el hierro colado también se corta usando las técnicas especiales de corte de aceros resistentes a la oxidación. Éstas son el corte con placa de desperdicio, el corte con polvo metálico (POC) y el corte con fundente quimico (FOC), que se describirán más adelante en el capitulo. El hierro colado se corta con facilidad usando los procesos de corte con arco de carbono y aire (CAC-A) y arco de plasma (PAC), y a menudo se les prefiere por encima de los procesos de OFC.

ACEROS RESISTENTES A LA OXIDACIÓN LA AUSENCIADE materiales de aleación en el hierro puro permite el avance rápido de la reacción de oxidación. Al aumentar la cantidad y el número de elementos de aleación en el hierro, la velocidad de oxidación disminuye respecto a la del hierro puro, y el corte se hace más dificil.

La oxidación del hierro en cualquier acero de aleación libera una cantidad considerable de calor. Los óxidos de hierro producidos tienen puntos de fusión cercanos al del hierro; en cambio, los óxidos de muchos de los elementos de aleación de los aceros, como aluminio y cromo, tienen puntos de fusión superiores a los



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MOVIMIENTO AL CORTAR HIERRO COLADO DELGADO

MOVIMIENTO AL CORTAR HIERRO COLADO PESADO

DIRECCIÓN GENERAL

Figura 14.24-Manipulación tipica del soplete de corte para cortar hierro colado

de los óxidos de hierro. Estos óxidos de alto punto de fusión, de naturaleza refractaria, pueden proteger el material del área de corte e impedir que hierro nuevo quede continuamente expuesto al chorro de oxígeno de cortar. Por esto, la velocidad de corte disminuye al aumentar la cantidad de elementos formadores de óxidos refractarios en el hierro.

Para metales ferrosos con alto contenido de aleación, como el acero inoxidable, conviene considerar el uso de corte con arco de plasma (PAC) y en algunos casos el corte con arco de carbono y aire (CAC-A). Si estas opciones no están disponibles o no resultan prácticas, será preciso emplear variaciones del OFC.

Hay numerosas variaciones del corte con oxígeno de aceros resistentes a la oxidación, aplicables también al hierro colado. Las importantes son:

(1) Oscilación del soplete. (2) Placa de desperdicio. (3) Alimentación de alambre. (4) Corte con polvo. (5) Corte con fundente.

Cuando se usan estos métodos para cortar metales resistentes a la oxidación, baja un poco la calidad de la superficie cortada. Es posible que se adhieran incrustaciones y escoria a las caras cortadas. Es común observar captación de carbono o hierro, o de ambos, en las superficies cortadas de aceros inoxidables y aceros de aleación con niquel. Esto puede afectar las propiedades de resistencia a la corrosión y magnéticas del metal. Si estas propiedades son importantes, habrá que eliminar por maquinado aproximadamente 3 mm (1/8 pulg) de metal de los bordes cortados.

Oscilación del soplete ESTA TÉCNICA ES la que se describió previamente para el corte de hierro colado. En ocasiones se pueden cortar aceros inoxidables de baja aleación de hasta 100 mm (4 pulg) de espesor con un soplete de corte estándar y oscilación. Es preciso precalentar todo el espesor del borde de inicio hasta un color rojo brillante antes de iniciar el corte. Es recomendable combinar esta técnica con alguno de los otros métodos de corte mencionados.

Placa de desperdicio UN METODO PARA cortar aceros resistentes a la oxidación consiste en sujetar una placa “de desperdicio” de acero de bajo carbono a la superficie superior del material que se va a cortar. El corte se inicia en el material de acero de bajo carbono, y así el calor liberado por la oxidación de este acero proporciona calor adicional a la cara de corte para sostener la reacción de oxida- ción. El óxido de hierro del acero de bajo carbono ayuda a eliminar los óxidos refractarios del acero inoxidable. El espesor de la placa de desperdicio debe ir en proporción con el espesor del material cortado. Algunas de las desventajas de este método son el costo del material de la placa de desperdicio, el aumento en el tiempo de preparación, las bajas velocidades de corte y la aspereza del corte.

Alimentación de alambre CON EL EQUIPO apropiado, un alambre de acero de bajo carbono de diámetro pequeño se alimenta continuamente a las flamas de precalentamiento del soplete, adelante del corte. El extremo del alambre deberá fundirse rápidamente en la superficie de la placa de acero de aleación. El efecto de la adición del alambre sobre la acción de corte es el mismo que el de la placa de desperdicio. La tasa de depósito del alambre debe ser suficiente para mantener la acción de corte del oxígeno, y debe determinarse mediante cortes de prueba. El espesor de la placa de aleación y la velocidad de corte son otros factores que deben tenerse en cuenta en el proceso. Se requiere, como equipo accesorio, un alimentador de alambre impulsado por motor y una guía de alambre, montados sobre el soplete de corte.

Corte con polvo metálico EL PROCESO DE corte con polvo metálico (POC) es una técnica para suministrar a un soplete de OFC un flujo de material pulverizado rico en hierro. El material en polvo acelera y propaga la reacción de oxidación y también la acción de fusión y astillado de los materiales difíciles de cortar. El polvo se dirige hacia el interior del corte ya sea a través de la punta de corte o por una o más espreas externas a la punta. Cuando se usa el primer método, el polvo transportado por gas se introduce en el corte a través de orificios especiales de la punta de corte. Cuando el polvo se introduce externamente, el gas que lo transporta imparte a las partículas velocidad suficiente para que atraviesen la envoltura de precalentamiento y ileguen al chorro de oxígeno de cortar. El corto tiempo que pasan en la envoltura de precalentamiento basta para producir la reacción deseada en la zona de corte.



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478 C O R T E C O N O X / G E N O

Algunos polvos reaccionan químicamente con los óxidos refractarios producidos dentro del corte y aumentan su fluidez. Las escorias fundidas que resultan son expulsadas de la zona de reacción por el chorro de oxígeno, de modo que continuamente se exponen superficies metálicas nuevas al chorro de oxigeno y al polvo. Se emplea hierro en polvo y mezclas de polvos metá- licos, como hierro y aluminio.

Los aceros resistentes a la oxidación se pueden cortar con el método del polvo aproximadamente a las mismas velocidades que aceros al carbono de espesor equivalente con puro oxígeno. El flujo de oxígeno de cortar debe ser un poco más alto en el proceso de polvo.

Equipo para corte con polvo LOS SURTIDORES DE polvo para el proceso POC son de dos tipos generales. Uno de ellos es un dispositivo vibratorio en el que la cantidad de polvo surtida desde la tolva está controlada por un vibrador. Es posible obtener la cantidad deseada de polvo ajustando la amplitud de la vibración. El surtidor de tipo vibratorio suele usarse cuando se requiere un flujo uniforme y exacto de

El otro tipo de surtidor es un dispositivo neumático. En el fondo de un recipiente de baja presión hay un eyector o unidad fluidizante. El gas portador del polvo penetra en el surtidor de manera tal que fluidiza el polvo, el cual fluye de forma uniforme hacia una unidad eyectora donde es arrastrado por un chorro de gas que sirve como medio de transporte al soplete.

Además de las mangueras de combustible y oxígeno, se utiliza otra manguera para llevar el polvo al soplete. Un soplete especial de corte manual con polvo mezcla el oxígeno y el gas combustible y luego descarga esta mezcla a través de múltiples orificios en la punta de corte. La válvula de polvo es una parte integral del soplete. La palanca del oxígeno de cortar del soplete también abre la válvula de polvo en la secuencia apropiada. El polvo llevado por el gas portador entra por un tubo especial a

polvo.

una cámara situada adelante de la cámara de gas de precalentamiento en la cabeza del soplete. Así, el polvo entra a un grupo de conductos separado en la punta de corte de dos piezas. De ahí se descarga por la boca de la punta en un patrón cónico. El polvo sale con la velocidad suficiente para atravesar el gas de precalentamiento en combustión y rodear el chorro central de oxígeno de cortar.

Corte con fundente ESTE PROCESO ESTA pensado primordialmente para el corte de aceros inoxidables. El fundente está diseñado para reaccionar con los óxidos de los elementos de aleación, como el cromo y el níquel, produciendo compuestos con puntos de fusión cercanos a los de los óxidos de hierro. Se requiere un aparato especial para introducir el fundente en el área del corte. Con la adición de fundente los aceros inoxidables se pueden cortar a una velocidad lineal uniforme sin tener que oscilar el soplete, lográndose velocidades de corte cercanas a las alcanzables con espesores equivalentes de acero al carbono. Las puntas son de mayor tamaño y el flujo de oxígeno de cortar es un poco más alto que para los aceros al carbono.

Equipo para corte con fundente PARA EMPLEAR EL proceso de fundente se requiere una unidad de alimentación del fundente. El oxígeno de cortar pasa a través de la unidad de alimentación y transporta el fundente al soplete. El fundente está en un surtidor diseñado para operar a las presiones normales del oxígeno de corte, y de ahí es transportado a través de una manguera a un soplete de corte convencional de tres mangueras. Una mezcla de oxígeno y fundente sale por el orificio del oxígeno de cortar en la punta del soplete. Se siguen procedimientos de operación especiales para evitar la acumula- ción de fundente en la manguera del oxígeno de cortar y en el soplete.

CORTE CON LANZA DE OXíGENO

DEFINICIÓN Y DESCRIPCIÓN EL CORTE CON lanza de oxígeno (LOC) es un proceso de corte con oxígeno que utiliza oxígeno suministrado a través de un tubo o lanza consumible de acero. El precalentamiento necesario para iniciar el corte se logra de manera distinta.

La primera versión de LOC empleaba un tubo simple de hierro negro como lanza, a través de la cual fluía el oxígeno. Se usaba un soplete de gas oxicombustible de corte o de soldadura para calentar el extremo de corte de la lanza hasta un color rojo cereza, momento en el cual se iniciaba el flujo de oxígeno. El tubo de hierro arde con una reacción exotérmica autosostenida, y el soplete de calentamiento se retira. Cuando el extremo ardiente de la lanza se acerca a la pieza de trabajo, ésta se funde por el calor de la flama.

La operación de la lanza de oxígeno se muestra de manera esquemática en la figura 14.25.

Una versión mejorada de la lanza lleva una serie de alambres de acero de bajo carbono empacada en el tubo de acero. Esto aumenta la vida de corte y la capacidad de la lanza. Los tubos comerciales suelen tener una longitud de 3.2 in (10 1/2 ft) y un diámetro de 16 mm (0.625 pulg).

El LOC puede servir para horadar casi cualquier material. Se le ha utilizado con éxito en aluminio, hierro colado, acero y concreto reforzado.

En la figura 14.26 se muestra la perforación con lanza de oxí- geno de un rodillo de hierro colado de 1 m (40 pulg) de diámetro empleado en una fábrica de papel. El oxígeno de cortar se alimentó a 80-120 psi (550-870 Wa). Los agujeros horadados en el rodillo se muestran en la figura 14.27. La ménsula de ángulo



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TUBO DE ACERO CONSUMIBLE 'PIEZA DE TRABAJO

VÁLVULA DE

ABRAZADERA

Figura 14.25-Diagrama esquemático del corte con lanza de oxígeno

variable que se aprecia en la figura 14.27 resultó Útil para guiar la lanza.

Se puede hacer un agujero de 64 mm (2 1/2 pulg) de diámetro en 600 mm (24 pulg) de concreto reforzado a una velocidad de aproximadamente 100 mm/min (4 pulg/min). Esta operación gastaría cerca de 1.7 m3 (60 ft3) de oxígeno.

El proceso se ha utilizado para abrir agujeros de espita en hornos y para eliminar material solidificado de recipientes,

Figura 14.26-Corte de un rodillo de hierro colado de 1 m (40 pulg) de diámetro por horadación de múltiples

aauieros con una lanza de oxíaeno

Figura 14.27-Agujeros horadados en un rodillo de hierro colado empleando una lanza de oxigeno

cucharones y moldes. Puede servir para cortar tabiques refractarios, mortero y escoria.

El proceso de LOC se puede usar bajo el agua. Es preciso encender la lanza antes de meterla al agua, pero de ahí en adelante el proceso se realiza prácticamente igual que en el aire. El violento burbujeo que se produce restringe la visibilidad.

LANZA DE OXíGENO INICIADA POR ARCO UNA VARIACIÓN DEL proceso de lanza de oxígeno emplea un arco para iniciar la reacción entre el hierro y el oxígeno. Este equipo usa tubos con una longitud típica de 45 cm (18 pulg) y diámetros de 6.4 o 9.5 mm (0.25 o 0.375 pulg). Se puede utilizar un acumulador de 12 volts coino fuente de potencia, con el tubo de corte conectado a una terminal y una placa de encendido de cobre conectada a la otra. Para iniciar la operación de quemado, el operador abre el flujo de oxigeno y pasa el tubo de acero por la placa de cobre con un ángulo de 45". Las chispas en la placa de cobre encienden el tubo. Una vez que el tubo comienza a arder, puede usarse para cortar, horadar o biselar acero. También puede servir para quitar clavos, remaches y pernos.



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PRÁCTICAS SEGURAS LAS PRÁCTICAS SEGURAS para la instalación y operación de sistemas de gas oxicombustible para soldar y cortar se dan en la Norma Nacional Americana 249. I, en su edición más reciente. La persona que opere el equipo deberá seguir siempre estas prácticas y las recomendadas por el fabricante del equipo.

Los vapores y humos son un posible peligro para la salud. Cuando se utiliza el proceso en un área cerrada o semicerrada, es preciso proveer ventilación para las emisiones, y el operador deberá usar un respirador. En algunas circunstancias el ruido de ia operación puede exceder los niveles seguros. Si es preciso, el operador deberá contar con protección para los oídos. El fuego es un posible peligro y los materiales combustibles deberán retirarse del área de corte una distancia de por io menos 11 m

La vestimenta y equipo de protección apropiados para cualquier operación de corte varían con la naturaleza y la ubicación del trabajo a realizar. Es posible que se requieran una o más de las siguientes precauciones:

(35 ft).

(1) Goggles entintados o protectores faciales con lentes de filtro; los lentes de filtro recomendados para ias diversas operaciones de corte son:

(a) Corte ligero, hasta 25 mm (1 pulg) - sombreado

(b) Corte mediano, 25 a 150 mm (1 a 6 pulg) -

(c) Corte pesado, más de 150 mm (6 pulg) - sombrea-

3 o 4.

sombreado 4 o 5.

do506 . (2) Guantes resistentes al fuego. (3) Anteojos de seguridad. (4) Chaquetas, batas, capuchones, delantales, etc. resisten-

(a) De preferencia ropa de lana, no algodón ni materia-

(b) Mangas, cuellos y bolsillos siempre abotonados. (c) Eliminar los puños.

tes al fuego:

les sintéticos.

(5) Cascos protectores. (6) Polainas. (7) Zapatos de seguridad. (8) Equipo protector para extinguir flamas. (9) Equipo de respiración complementario.

(10) Otro equipo de seguridad.

LISTA DE LECTURAS COMPLEMENTARIAS Broco, Inc. “Underwater cutting process surfaces for new appli-

cation”, en Welding Journal 68(6): julio de 1989. Canonico, D. A. “Depth of heat-affected zone in thick pressure

vessel plate due to flame cutting (technical note)”, en Welding Journal 47(9): 410s-419s; septiembre de 1968.

Couch, M. F. “Economic evaluation of fuel gases for oxyfuel gas cutting in steel fabrication”, en Welding journal 46 (10): 825-832; octubre de 1967.

Fay, R. H. “Heat transfer from fuel gas flames”, en Welding Journal 46(8): 380s-383s; agosto de 1967.

Hembree, J. D., Belfit, R. W., Reeves, H. A. y Baughman, J. P. “A new fuel gas - stabilized methylacetylene-propadiene”, en Welding Journal 42(5): 395-404; mayo de 1963.

Ho, N. J., Lawrence, F. V. Jr. y Altstetter. “The fatigue resistance of plasma and oxygen cut steel”, en Welding Journal 60( 11): 23 ls-236s; noviembre de 198 1.

Jolly, W. D. et al. “Control factors for automation of oxyfuel gas cutting”, en Welding Journal 64(7): 19-25; julio de 1985.

Kandel, C. “Underwater cutting and welding”, en Welding Jour- nal 25(3): 209-212; marzo de 1946.

Khuong-Huu, D., White, S . S. y Adams, C. M., Jr. “Combustion of liquid hydrocarbon fuels for oxygen cutting”, en Welding Journal 37(3): 101s-106s; marzo de 1958.

Manhart, D. C. “CIM oxyfuel gas cutting”, en Welding Journal 66( 1): 33; enero de 1987.

Moss, C. E. y Murray, W. E. “Gas welding, torch brazing, and oxygem cutting”, en Welding Journal 58(9): 37-46; septiembre de 1979.

Phelps, H. C. “Iron powder/oxypropane cutting of stainless steel”, en Welding Journal 56(4): 38-39; abril de 1977.

Slottman, G. V., y Roper, E. H. Oxygen cutting. Nueva York, McGraw-Hill, 1951.

Worthhgton, J. C. “Analytical study of natural-gas oxygen cutting, theory and application”, en Welding Journal 39(3): 229-235; marzo de 1960.



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CORTE YACANALADO CON ARCO

Introducción 482

Corte con arco de plasma 482

Corte con arco de carbono y aire 489

Otros procesos de corte con arco 496


PREPARADO POR UN COMITE INTEGRADO POR:

D. O’Hara, copresidente Thermal Dynamics

L. R. Soisson, copresidente Welding Consultants, inc.

D. G. Anderson L-Tec

R. P. Sullivan L-Tec

P. I. Temple Detroit Edison

MIEMBRO DEL COMITÉ DEL MANUAL DE SOLDADURA: P. I. Temple Detroit Edison



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CORTE YACANALADO CON ARCO INTRODUCCIÓN EL CORTE CON arco (AC) abarca un grupo de procesos térmicos de corte que separan o eliminan metal demtiéndolo con el calor de un arco entre un electrodo y la pieza de trabajo.

El acanalado térmico (también llamado "biselado") es una variación del proceso de corte térmico que elimina metal mediante la fusión o combustión de toda la porción eliminada, formando un bisel o un surco.

Esta definición abarca varios procesos que se utilizan o han sido utilizados para cortar o acanalar metales. Incluye:

Corte con arco de plasma Corte con arco de carbono y aire Corte con arco de metal protegido

PAC CAC-A SMAC

Corte con arco de metal y gas Corte con arco de tungsteno y gas Corte con arco de oxígeno Corte con arco de carbono

GMAC GTAC AOC CAC

Cada uno de estos procesos ofrece al usuario ciertas ventajas y desventajas. Para seleccionar un proceso, hay que tener en cuenta los costos relacionados con el volumen de corte, el equipo requerido y la capacitación que debe tener el operador. El corte con arco de plasma y el corte con arco de carbono y aire se tratan por separado en este capítulo en virtud de lo amplio de su aplica- ción; los demás se analizan en la sección final del capítulo.

CORTE CON ARCO DE PLASMA

DESCRIPCIÓN EL PROCESO DE corte con arco de plasma (plusnza arc cutting, PAC) separa metal empleando un arco constreñido para fundir un área localizada de la pieza de trabajo, que al mismo tiempo elimine el material derretido con un chorro de alta velocidad de gas ionizado que sale por el orificio de constricción. El gas ionizado es un plasma, de ahí el nombre del proceso. Los arcos de plasma por lo regular operan a temperaturas de 10 000" a 14 000°C (1 8 OOO" a 25 000°F).

El PAC se inventó a mediados de la década de 1950 y alcanzó éxito comercial poco después de su introducción en la industria. La capacidad del proceso de cortar cualquier material conductor de la electricidad lo hizo especialmente atractivo para el corte de metales no ferrosos que no podían cortarse usando el proceso de corte con gas oxicombustible (OFC). En un principio se le utilizó para cortar acero inoxidable y aluminio, pero al irse

desarrollando el proceso se vio que presentaba ventajas respecto a otros procesos de corte para cortar acero al carbono además de metales no ferrosos. Estas ventajas se resumen a continuación.

En comparación con los procesos de corte mecánicos, la cantidad de fuerza requerida para sostener la pieza de trabajo en su lugar y desplazar el soplete (o viceversa) es muy inferior en el caso del proceso de corte con arco de plasma, que no hace contacto. En comparación con el OFC, el proceso de corte con plasma opera en un nivel energético muy superior, lo que permite mayores velocidades de corte. Además de su velocidad, el PAC tiene la ventaja de iniciarse inmediatamente, sin necesidad de precalentamiento. El inicio instantáneo resulta especialmente ventajoso en aplicaciones que implican interrupción del corte, como en la separación de mallas.

El PAC adolece de notables limitaciones. En comparación con la mayor parte de los métodos de corte mecánicos, presenta peligros como son incendio, choque eléctrico, luz intensa, humo



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C O R T E Y A C A N A L A D O C O N A R C O 483

y gases, y niveles de ruido que probablemente no estén presentes en los procesos mecánicos. Además, es difícil controlar el PAC con tanta precisión como algunos procesos mecánicos, para trabajos con tolerancias estrechas. En comparación con el OFC, el equipo de PAC tiende a ser más costoso, requiere cantidades bastante grandes de energía eléctrica y presenta peligros de choque eléctrico.

Un plasma de arco es un gas que ha sido calentado por un arco hasta alcanzar un estado de por lo menos ionización parcial, lo que le permite conducir una comente eléctrica. En cualquier arco eléctrico existe un plasma, pero el término arco de plasma se aplica a sopletes que utilizanun arco constreñido. La principal característica que distingue a los sopletes de arco de plasma de otros sopletes de arco es que, para una comente y tasa de flujo de gas dadas, el voltaje del arco es más alto en el soplete de arco constreñido.

El arco se constriñe haciéndolo pasar por un orificio situado comente abajo del electrodo. La terminología básica y la dispo- sición de los componentes de un soplete de corte con plasma se muestran en la figura 15.1. Cuando el gas de plasma atraviesa el arco, se calienta rápidamente hasta una temperatura elevada, se expande y se acelera al pasar por el orificio de constricción hacia la pieza de trabajo. La intensidad y la velocidad del plasma dependen de cierto número de variables, entre las que están el tipo de gas, su presión, el patrón de flujo, la comente eléctrica, el tamaño y la forma del orificio y la distancia respecto a la pieza de trabajo.

En la figura 15.2 se muestra un circuito de PAC. El proceso trabaja con comente continua, de polaridad recta. El orificio dirige el chorro de plasma sobrecalentado desde el electrodo hasta la pieza de trabajo. Cuando el arco funde la pieza de trabajo, el chorro de alta velocidad expulsa el metal derretido para formar el corte. El arco de corte se conecta o “transfiere” a la pieza de trabajo, por lo que se conoce como arco transferido.

Entre los gases que se usan para el corte con arco de plasma están el nitrógeno, argón, aire, oxígeno y mezclas de nitróge- nohdrógeno y argódhidrógeno.

ELECTRODO 0 h ,GAS DEL ORIFICIO

CONSTRICCIÓN 1

LONGITUD DE LA GARGANTA DEL

BOQUILLA DE

DEL ELECTRODO

CONSTRICTOR

Figura 15.1-Terminología deplos sopletes de arco de - plasma

1 - GENERADOR DE ALTA FRECUENCIA

FUENTE DE

CIA POTEN-

ELECTRODO

BOQUILLA CON STRICTORA

t ~~

Figura 15.2-Circuitos básicos para corte con arco de plasma

Existen sopletes de PAC para diversos intervalos de comente, generalmente clasificados como de baja potencia [los que operan a 30 amperes (A) o menos], de nivel medio de potencia [30-100(A)] y alta potencia [100-1000 (A)]. Cada nivel de potencia es apropiado para ciertas aplicaciones, utilizándose los sistemas más potentes para el corte de metales más gruesos a velocidades altas.

Para iniciar el arco de corte se emplea uno de dos métodos: el arranque con arco piloto o el arranque por retracción del electrodo (punta).

Un arco piloto es un arco entre el electrodo y la punta del soplete. Este arco en ocasiones recibe el nombre de arco no transferido porque no se transfiere o conecta a la pieza de trabajo, como lo hace el arco transferido. El arco piloto provee una vía conductora de la electricidad entre el electrodo del soplete y la pieza de trabajo para que pueda iniciarse el arco de corte principal.

La técnica de inicio con arco piloto más común consiste en hacer saltar una chispa de alta frecuencia entre el electrodo y la punta del soplete; el arco piloto se establece en el trayecto ionizado resultante. Cuando el soplete se acerca lo suficiente a la pieza de trabajo como para que la pluma o flama del arco pilo- to la toque, se establece un trayecto conductor de la electricidad entre el electrodo y la pieza de trabajo. El arco de corte seguirá este camino hasta la pieza de trabajo.

Los sopletes de arranque por retracción tienen una punta o electrodo móvil de modo que la punta y el electrodo puedan estar momentáneamente en cortocircuito y luego separarse o “retraer- se” para establecer el arco de corte.

EQUIPO Sopletes EL PROCESO DE corte con plasma emplea un soplete de mano o uno montado mecánicamente. Hay varios tipos y tamaños de



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484 C O R T E Y A C A N A L A D O C O N A R C O

ambos, dependiendo del espesor del metal que se va a cortar. Algunos sopletes pueden arrastrarse en contacto directo con la pieza de trabajo, mientras que otros requieren que se mantenga una separación entre la punta del soplete y la pieza de trabajo.

Los sopletes mecanizados pueden montarse ya sea en un tractor o en una máquina de corte controlada por computadora o robot. Por lo regular, se mantiene una separación entre la punta del soplete y la pieza de trabajo para obtener cortes de calidad óptima. La distancia de separación debe mantenerse dentro de tolerancias bastante estrechas para lograr resultados uniformes. Algunos sopletes mecanizados están equipados con un dispositivo de control automático de la separación para mantener una distancia fija entre el soplete y la pieza de trabajo. En otros casos se emplean seguidores mecánicos para este fin.

Los sopletes de PAC trabajan a temperaturas extremadamente altas, y muchas de sus partes deben considerarse como consumibles. La punta y el electrodo son las más vulnerables al desgaste durante el corte, y el rendimiento casi siempre se de- teriora conforme se van desgastando. El reemplazo oportuno de los componentes consumibles es indispensable para obtener cortes de buena calidad.

Los sopletes de plasma modernos tienen componentes consumibles con autoalineación y autoajuste. En tanto se armen siguiendo las instrucciones del fabricante, los sopletes no debe- rán requerir ajustes posteriores para que trabajen correctamente.

Otros componentes del soplete, como los escudos de copa, aislantes, sellos, etc., pueden requerir inspección periódica, reemplazándose si acusan desgaste o daños. Una vez más, se recomienda seguir las instrucciones del fabricante.

Fuentes de potencia EL PAC REQUIERE una fuente de potencia de corriente continua, de relativamente alto voltaje, con una característica volt-ampere de comente constante o de caída. Para que el arco se inicie siempre de manera satisfactoria, el voltaje de circuito abierto de la fuente de potencia generalmente es casi el doble del voltaje de operación del soplete. Los voltajes de operación van desde 50 o 60 volts (V) hasta más de 200 volts (VI, por lo que las fuentes de potencia para PAC tendrán voltajes de circuito abierto entre unos 150 y más de 400 volts.

Existen varios tipos de fuentes de potencia para PAC, siendo los más simples los de salida fija que consisten en un transformador y un rectificador. El transformador de uno de estos dispositivos se devana con una característica de "caída", de modo qJe el voltaje de salida caiga conforme aumente la comente de corte.

En algunos casos, una sola fuente de potencia puede suministrar varias salidas gracias a un sistema de conmutación, el cual permite seleccionar una de las derivaciones provistas en el transformador o reactor de la fuente de potencia.

También hay fuentes de potencia de salida variable. Las unidades más ampliamente utilizadas cuentan con un reactor saturable y un circuito de retroalimentación de corriente que permite estabilizar la salida en el nivel de corriente deseado.

Las fuentes de potencia para corte con plasma ofrecen otros tipos de controles, incluido el control de fase electrónico y diversos tipos de fuentes de potencia de "modo conmutado", las cuales emplean semiconductores de alta velocidad y alta comen-

te para controlar la salida. Pueden regular la salida de una fuente de potencia estándar de cc o bien incorporarse en una fuente de potencia tipo inversor. Al aparecer en el mercado nuevos tipos de semiconductores, es de esperar que surjan versiones mejoradas de este tipo de fuentes de potencia. Las fuentes de modo conmutado tienen la ventaja de ser más eficientes y menos voluminosas, y resultan atractivas para aplicaciones en las que la transportabilidad y la eficiencia son consideraciones importantes.

Controles de corte LOS CONTROLES DE PAC son relativamente simples. La mayor parte de los sopletes manuales se controla mediante un interruptor de gatillo, el cual se oprime para iniciar el arco de corte y se suelta para suspender el corte.

En el caso del corte mecanizado, el encendido y apagado del arco de corte pueden efectuarse manualmente con un botón pulsador o automáticamente mediante los controles de movimiento del sistema. Los controles de corte también pueden hacer que la operación completa siga una secuencia que incluya vana- ciones en el flujo de gas y en el nivel de potencia si es necesario.

Los sistemas de PAC normalmente incluyen vanas trabas automáticas. Si el soplete de PAC se opera sin un suministro adecuado de gas, puede dañarse por la formación de arcos internos. Por esta razón, el circuito casi siempre incluye un interruptor de presión de gas para asegurar que exista una presión de gas adecuada antes de que el soplete pueda operar. Esta traba también apagará el soplete en caso de interrumpirse la alimen- tación de gas durante el corte.

Los sopletes de alta comente están enfriados por líquido, y en este caso el sistema de refrigeración cuenta con una traba adicional que impide la operación del soplete cuando no hay flujo de refrigerante, y que desconecta la fuente de potencia para evitar daños si el flujo de refrigerante se interrumpe durante la operación.

Equipo de desplazamiento EXISTEN MUY DIVERSOS equipos de desplazamiento para utilizarse con sopletes de corte con plasma. Estos van desde tractores en línea recta hasta máquinas controladas numéricamente o directamente por computadora con capacidades de anidamiento de componentes, etc. El equipo de corte con plasma también puede adaptarse a accionadores robóticos para cortar objetos distintos de las placas planas.

Controles ambientales EL PROCESO DE corte con plasma es por su naturaleza ruidoso y genera emisiones. Existen vanos dispositivos y técnicas diferentes para controlar y contener estos peligros. Una estrategia que se usa comúnmente para reducir el ruido y las emisiones es cortar sobre una mesa de agua y rodear el arco con un capuchón de agua. Este método requiere una mesa de corte llena con agua hasta la superficie de apoyo del trabajo, un aditamento de capuchón de agua que rodee al soplete y una bomba recirculan- te para extraer agua de la mesa de agua y bombearla a través del



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capuchón. En este caso se emplea un flujo de agua relativamente alto (55 a 75 L/min [15 a 20 gpm]).

Otro método que se usa mucho es el corte con plasma sub- acuático. Con este método, el extremo funcional del soplete y la placa que se va a cortar se sumergen bajo aproximadamente 75 mm (3 pulg) de agua. Cuando el soplete está bajo el agua pero no está cortando, se mantiene a través de é1 un flujo constante de aire comprimido para impedir que entre el agua.

Los requisitos de diseño primarios para las mesas de agua son una robustez adecuada para sostener el trabajo, suficiente capacidad de chatarra para contener los desechos o escoria que resulten del corte, un procedimiento para retirar la escoria y un mecanismo para mantener el nivel del agua en contacto con el trabajo. Cuando la mesa se utiliza para el corte subacuático, es necesario contar con un mecanismo para elevar y bajar rápida- mente el nivel del agua. Esto puede lograrse bombeando el agua entre la mesa y un tanque de retención, o desplazándola con aire de un recipiente situado bajo la superficie del agua.

Las mesas para el corte con plasma mecanizado o manual suelen estar equipadas con un sistema de escape de tiro descendente, en algunos casos con salida al exterior, aunque es posible que se requieran dispositivos de eliminación o filtrado de humos para cumplir con las disposiciones de control de ia contamina- ción atmosférica.

APLICACIONES LA PRIMERA APLICACIÓN comercial del corte con arco de plasma fue el corte mecanizado de escotillas de acceso en carros tanque de aluminio para ferrocarril. Desde entonces el proceso se ha utilizado en diversas aplicaciones con aluminio. La tabla 15.1 muestra las condiciones típicas para el corte mecanizado de placas de aluminio.

Las condiciones típicas para el corte mecanizado de placas de acero inoxidable se muestran en la tabla 15.2.

Ei corte manual con arco de plasma se utiliza ampliamente en la reparación de carrocerías de automóvil para cortar acero de baja aleación de alta resistencia (HSLA). Ei arranque instan- táneo y las altas velocidades de recorrido reducen la transferencia de calor al acero HSLA y ayudan a mantener su resistencia.

La aplicación principal del corte mecanizado con arco de plasma de acero al carbono es con espesores de hasta 13 mm (1/2 pulg). Lo alto del costo del equipo de arco de plasma en compa- ración con el equipo de OFC se puede justificar por ia rapidez de corte. Las condiciones para el corte mecanizado con arco de plasma de placas de acero al carbono se dan en la tabla 15.3.

El proceso de plasma ha sido utilizado para el corte en pila de acero ai carboiio, acero inoxidable y aluminio. De preferencia, ias placas que se van a cortar en pila se deben sujetar con

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Tabla 15.1 Condiciones típicas para cortar aleaciones de aluminio con arco de plasma

Espesor Velocidad Diárn. orificio' pulg mrn 1 /4 6 112 13 1 25 2 51 3 76 4 102 6 152

pulg/rnin 300 200

90 20 15 12 8

mmls 1 27 86 38 9 6 5 3

PUk-

118 1 I8

5/32 5/32 3/16 3/16 1 /4

mrn 3.2 3.2 4.0 4.0 4.8 4.8 6.4

~~

Corriente (ccen), A

300 250 400 400 450 450 750

~ ~

Potencia kW 60 50 80 80 90 90

170

'Las tasas de flujo de gas del plasmavarian con el diámetro del orificio con el gas usado desde unos 47 umin (100

gases empleados son nitrógeno y argón con adiciones de hidrógeno desde O hasta 35%. Se recomienda consultar al fabricante del equipo para cada aplicación.

ít3/h) para un orificio de 3.2 mm (l/8 pulg) hasta unos 120 Umin (250 ft Y /h) para un orificio de 6.4 rnm (1/4 pulg). Los

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Tabla 15.2 Condiciones típicas para cortar aceros inoxidables con arco de plasma

Espesor pulg mrn 114 6 112 13

1 25 2 51 3 76 4 102

~ _ _ Velocidad pulg/rnin mm/s

200 86 1 O0 42 50 21 20 9 16 7 8 3

Diarn. orificio' pulg mrn 118 3.2 118 3.2

5/32 4.0 3/16 4.8 3/16 4.8 3/16 4.8

Corriente íccen), A Potencia kW

300 60 300 60 400 80 500 1 O0 500 1 O0 500 1 O0

'Las tasas de flujo de gas del plasma varían con el diámetro del orificio y con el gas usado desde unos 47 Umin (100 ft3/h) para un orificio de 3.2 mm (1/8 pulg) hasta unos 94 umin (200 ft3/h) para un orificio de 4.8 mm (3/16 pulg). Los gases empleados son usualmente aire comprimido, nitrógeno con adiciones de hasta 10% de hidrógeno o nitrógeno con oxígeno agregado corriente abajo del electrodo (flujo dual). Se recomienda consultar al fabricante del equipo para cada aplicación.



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Tabla 15.3 Condiciones típicas para cortar acero al carbono con arco de plasma

pulg mm pulglmin mm/s pulg mm (ccen), A Potencia kW 6 200 86 118 3.2 215 55

55 112 13 1 O0 42 118 3.2 215 1 25 50 21 5/32 4.0 425 85 2 51 25 11 3/16 4.8 550 110

Corriente Espesor Velocidad Diám. orificio'

114

'Las tasas de flujo de gas del plasma varían con el diámetro del orificio y con el gas usado desde unos 94 L/min (200 ft3/h) para un orificio de 3.2 mm (1/8 pulg) hasta unos 134 umin (300 fi3/h) para un orificio de 4.8 mm (3/16 pulg). Los gases empleados son usualmente aire comprimido, nitrógeno con adiciones de hasta 10% de hidrógeno o nitrógeno con oxígeno agregado corriente abajo del electrodo (flujo dual). Se recomienda consultar al fabricante del equipo para cada aplicación.

abrazaderas, pero el PAC puede tolerar huecos más anchos entre las placas que el OFC.

El biselado de los bordes de placas y tubos se realiza empleando técnicas similares a las de OFC. Se usan de uno a tres sopletes de PAC dependiendo de la preparación que requiera la unión.

CALIDAD DEL CORTE Los FACTOES QUE debemos considerar al evaluar la calidad de un corte incluyen la tersura de la superficie, el ancho del corte, el ángulo del corte, la adherencia de escoria y lo recto del borde superior. Estos factores son afectados por el tipo de material que se corta, el equipo que se emplea y las condiciones de corte.

Los cortes con plasma en placas de hasta unos 75 mm (3 pulg) de espesor pueden tener una tersura superficial muy similar a la producida por el corte con gas oxicombustible. La superficie prácticamente no se oxida cuando se emplea equipo mecanizado provisto de inyección de agua o escudo de agua. En placas más gruesas, las velocidades de recorrido lentas producen una superficie más áspera y manchada. En acero inoxidable muy grueso, con espesores de 125 a 180 mm (5 a 7 pulg), el proceso de arco de plasma tiene pocas ventajas con respecto al corte con gas oxicombustible y polvo.

Los cortes con arco de plasma son entre 1 1/2 y 2 veces más anchos que los cortes con gas oxicombustible en placas de hasta 50 mm (2 pulg) de espesor. Por ejemplo, el ancho de un corte típico en acero inoxidable de 25 mm (1 pulg) es de aproximadamente 5 mm (3/16 pulg). EI ancho del corte aumenta con el espesor de la placa. Un corte con plasma en acero inoxidable de 180 mm (7 pulg) realizado a aproximadamente 3 mm/s (4 pulg/min) tiene un ancho de 28 mm (1-1/8 pulg).

EI chorro de plasma tiende a eliminar más metal de la parte superior del corte que de la parte inferior. Esto hace que los cortes biselados sean más anchos arriba que abajo. Un ángulo incluido representativo en un corte en acero de 25 mm (1 pulg) es de 4 a 6 grados. Este biselado ocurre en un lado del corte cuando se usa orificio de gas arremolinado. El ángulo de bisel en ambos lados del corte tiende a aumentar cuando aumenta la velocidad del corte.

La escoria es el material que se funde durante el corte y se adhiere al borde inferior de la cara cortada. Con el equipo mecanizado actual, es posible producir cortes libres de escoria en aluminio y acero inoxidable de hasta 75 mm (3 pulg) de

espesor y en acero al carbono de hasta aproximadamente 40 mm (1-1/2 pulg) de espesor. En el caso del acero al carbono, la selección de la velocidad y de la comente son factores más críticos. En los materiales gruesos casi siempre se forma escoria.

El redondeo del borde superior aparece cuando se usa demasiada potencia para cortar una placa de un cierto espesor o cuando la distancia de separación del soplete es excesiva. Tam- bién puede presentarse al cortar a alta velocidad materiales de menos de 6 mm (1/4 pulg) de espesor.

EFECTOS METALÚRGICOS DURANTE EL PAC, el material en la superficie del corte se calienta hasta su temperatura de fusión y sale despedido por la fuerza del chorro de plasma. Esto produce una zona térmicamen- te afectada a lo largo de la superficie cortada, como sucede en las operaciones de soldadura por fusión. El calor no sólo altera la estructura del metal en esta zona, sino que también introduce esfuerzos de tensión internos a causa de la rápida expan- sión, alteración y contracción del metal en la superficie cortada.

La profundidad a la que el calor del arco penetra en la pieza de trabajo es inversamente proporcional a la velocidad de corte. La zona térmicamente afectada en la cara cortada de un placa de acero inoxidable de 25 mm (1 pulg) de espesor separada a 2 1 mm/s (50 pulglmin) tiene entre 0.08 y 0.13 mm (0.003 y 0.005 pulg) de profundidad. Esta medición se hizo mediante examen microscópico de la estructura granular del borde cortado de una placa.

Debido a las elevadas velocidades de corte en acero inoxidable y al efecto de templado de la placa base, la cara cortada pasa por la temperatura crítica de 650°C (1200°F) con gran rapidez. Por ello, prácticamente no hay oportunidad de que se precipite carburo de cromo a lo largo de las fronteras de los granos, con lo que se conserva la resistencia a la corrosión. Mediciones de las propiedades magnéticas de acero inoxidable tipo 304 reali- zadas con el metal base y con muestras cortadas con arco de plasma indican que la permeabilidad magnética no resulta afectada por el corte con arco.

EI examen metalográfico de cortes realizados en placas de aluminio indica que las zonas térmicamente afectadas en este metal son más profundas que en placas de acero inoxidable del mismo espesor. Esto se debe a la mayor conductividad térmica del aluminio. Estudios de microdureza indican que el efecto del



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calor penetra unos 5 mm (3/16 pulg) en una placa de 25 mm (1 pulg) de espesor. Las aleaciones de aluminio de las series 2000 y 7000, que se endurecen con la edad, son sensibles a las grietas en las superficies cortadas. Al parecer, las grietas aparecen cuando una película eutéctica en las fronteras de los granos se funde y separa bajo la tensión. Puede ser necesario maquinar los bordes que no se van a soldar, a fin de eliminar las grietas.

Habrá endurecimiento en la zona térmicamente afectada de un corte con arco de plasma en acero de alto carbono si la tasa de enfriamiento es muy alta. El grado de endurecimiento puede reducirse si se precalienta la pieza de trabajo para reducir la tasa de enfriamiento en la cara del corte.

Pueden presentarse diversos efectos metalúrgicos cuando se cortan piezas largas, angostas o ahusadas, o esquinas exteriores. El calor generado durante un corte precedente puede alcanzar al corte siguiente, afectando adversamente su calidad.

ACANALADO CON ARCO DE PLASMA Descripción del proceso EL ACANALADO CON arco de plasma es una adaptación del proceso de corte con arco de plasma. Para el acanalado se reduce la constricción del arco, lo que hace disminuir la velocidad del chorro en el arco. La temperatura del arco y la velocidad del chorro de gas hacen que se €unda y expela metal en forma similar a como sucede en otros procesos de acanalado. Una diferencia importante con respecto a otros procesos de acanalado es que el surco queda brillante y limpio, sobre todo en materiales no ferrosos como el aluminio y el acero inoxidable. Prácticamente no se requiere limpieza posterior antes de soldar una superficie acanalada con plasma. En la figura 15.3 se muestra una opera- ción de acanalado con arco de plasma en una placa de acero inoxidable.

Equipo EL EQUIPO BASICO para el acanalado con plasma es el mismo que para el corte con plasma. Casi cualquier equipo de corte con

Figura 15.3-Acanalado de una placa de acero inoxidable con arco de plasma

plasma puede servir para acanalar siempre que la curva de salida volt-ampere de la fuente de potencia sea lo bastante pronunciada y el voltaje lo bastante alto como para sostener el arco largo que se emplea para el acanalado con plasma.

El soplete lleva una punta de acanalado diseñada para producir un arco más suave y amplio, y un chorro con la velocidad apropiada. El soplete empleado es idéntico al de corte con plasma y puede tener uno o dos flujos de gas y enfriamiento con aire o agua.

Gases EL GAS DE plasma recomendado para acanalar es el argón con 35-40% de hidrógeno. El gas puede surtirse de cilindros o prepararse con un dispositivo mezclador de gases. Se puede usar helio en vez de la mezcla argón-hidrógeno, pero el canal resultante será más somero. El gas secundario o de enfriamiento, si se utiliza, es argón, nitrógeno o aire. La selección se basa en la brillantez del canal deseado, la generación de emisiones y el costo.

En ocasiones se emplea aire como gas de plasma en sistemas que operan con aire, pero en general su uso está limitado al acanalado de acero al carbono. La mayor parte de los sistemas de corte manual con aire están limitados a salidas de 100 A y esto restringe el tamaño y la velocidad del acanalado con plasma.

Procedimiento de operación LATÉCNICAPARA el acanalado con plasma es en esencia idéntica a la de otros métodos de acanalado. El soplete se inclina a aproximadamente 30 grados respecto a la horizontal. La profundidad del surco depende de la velocidad de recorrido. Es importante no intentar la eliminación de demasiado metal en una sola pasada.

Aplicaciones ELACANALADO CON plasma se puede usar en todos los metales, pero resulta especialmente eficaz en aluminio o acero inoxidable, donde los surcos producidos quedan limpios y carentes de contaminación con carbono.

SEGUR I DAD LOS PELIGROS POTENCIALES del corte y acanalado con arco de plasma son similares a los de la mayor parte de los procesos de soldadura y corte con arco. Los riesgos obvios como incendio, quemaduras, etc., relacionados con la temperatura del arco se analizan al final de esta sección. Aqui se hace hincapié en los peligros menos obvios como son los choques eléctricos, la generación de Rumos y gases, el ruido y la radiación.

El equipo no deberá operarse sin haber leído y entendido las instrucciones del fabricante. Además, hay que tener en cuenta otros peligros físicos potenciales como los que tienen su origen en los sistemas de gas y agua a alta presión.

Algunas mezclas de gas de corte contienen hidrógeno. La liberación inadvertida de tales gases puede causar explosiones o incendios. No debe operarse el equipo si se sospecha que hay fugas de gases. Se recomienda ponerse en contacto con el fabricante si se tienen dudas acerca de la operación del equipo con ciertos gases.



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Eléctricos LOS VOLTAJES EMPLEADOS en el equipo de corte con plasma van de 150 a 400 V de comente continua. Los choques eléctricos pueden ser fatales. El equipo debe estar debidamente aterrizado y conectarse siguiendo las recomendaciones del fabricante.

Siempre deben estar disponibles primeros auxilios de emergencia. Una respuesta rápida y capacitada a las emergencias puede reducir la gravedad de las heridas por choques eléctricos accidentales. Sólo debe permitirse a personal capacitado operar el equipo o darle mantenimiento. Además de las instrucciones del fabricante, pueden resultar útiles las siguientes normas:

(1) ANSI C-2, el Código de Seguridad Eléctrica de los

(2) ANSI 249.1, seguridad al soldar y cortar. (3) 29CFR1910, normas industriales generales OSHA y nor-

ma NFPA 51B, prevención de incendios al usar procesos de corte y soldadura.

A continuación se citan otros aspectos de seguridad:

Estados Unidos.

(1) Mantenga secos todos los circuitos eléctricos. La humedad puede proveer un conducto inesperado para el flujo de comente. LOS gabinetes de equipo que contengan tuberias de agua y de gas además de circuitos eléctricos deberán revisarse perió- dicamente para comprobar que no tengan fugas.

(2) Todas las conexiones eléctricas deberán mantenerse me- cánicamente firmes. Las conexiones eléctricas deficientes pueden generar calor y provocar incendios.

(3) Es recomendable el empleo de cables de alto voltaje. Asegúrese de que los cables y alambres estén siempre en buen estado. Consulte las instrucciones del fabricante para determinar los calibres apropiados para cables y alambres.

(4) No toque circuitos vivos. Mantenga cerradas las puertas de acceso al equipo.

(5) El riesgo de un choque eléctrico probablemente sea má- ximo cuando se reemplazan los componentes del soplete gasta- dos. Los operadores deberán asegurarse de que la energia principal de las fuentes de potencia y la energia para los circuitos de control estén desconectadas al reemplazar componentes del soplete.

(6) Los operadores y el personal de mantenimiento deben estar conscientes de que el equipo de corte con arco de plasma, por sus altos voltajes, representa un peligro mayor que el equipo de soldadura convencional.

Gases y humos EL PACPRODUCE humos y gases que pueden dañar la salud. La composición y tasa de generación de humos y gases dependen de muchos factores, incluidos la corriente del arco, la velocidad de corte, el material cortado y los gases empleados. Los subproductos de humos y gases usualmente consisten en óxidos del metal cortado, ozono y óxidos de nitrógeno.

Es preciso sacar tales humos del área de trabajo o eliminarlos en su origen mediante un sistema de escape. Es posible que los reglamentos exijan que el escape sea filtrado antes de liberarse a la atmósfera.

Existen vanos sistemas alternativos para la remoción de humos durante el corte mecanizado. Uno consta de dos partes, una mesa de corte que mantiene un lecho de agua en contacto con la superficie inferior de la pieza de trabajo, y una boquilla anular que genera un capuchón de agua alrededor del arco.

Otro sistema emplea también un lecho de agua, pero en vez de mantener el agua al nivel de la superficie inferior de la pieza de trabajo, ésta se encuentra totalmente sumergida en el agua. Este sistema se denomina corte subacuático y no requiere el empleo de una boquilla para capuchón de agua. Sí es necesario bajar periódicamente el nivel del agua para cargar y descargar la placa, colocar la placa y el soplete, etc. Como el operador no puede ver la placa durante el corte con este sistema, está pensado para usarse con mecanismos de control numérico.

Existe la posibilidad de una detonación de hidrógeno debajo de la pieza de trabajo cuando se cortan placas de aluminio o magnesio en una mesa de agua. La causa real de tales detona- ciones no se conoce a ciencia cierta, pero se cree que se deben al hidrógeno liberado por la interacción del aluminio o magnesio fundidos con el agua. El hidrógeno puede acumularse en huecos debajo de la pieza de trabajo y encenderse cuando el arco de corte pasa cerca del hueco. Antes de cortar aluminio o magne- si0 en una mesa de agua conviene ponerse en contacto con el fabricante del equipo para que describa las prácticas recomendadas.

Ruido LA CANTIDAD DE ruido generada por un soplete de PAC operado al aire libre depende principalmente de la corriente de corte. Un soplete que trabaja a 400 A por lo regular genera unos 100 dBA medidos a unos dos metros. A 750 A el nivel de ruido es de unos 110 dBA. Gran parte del ruido está en el intervalo de frecuencias de 5000 a 20 O00 Hz. Estos niveles de ruido pueden dañar el oido humano, por lo que debe usarse protección para los oídos cuando el nivel del ruido exceda los límites especificados. Estos valores pueden variar localmente y en Estados Unidos los especifica la OSHA para la mayor parte de los entomos industriales.

La técnica de capuchón de agua descrita anteriormente se usa con frecuencia para reducir el ruido en aplicaciones de corte mecanizado. El agua actúa efectivamente como recinto absor- bedor del ruido alrededor de la boquilla del soplete. El agua que está bajo la placa evita que el ruido pase por la abertura del corte. La reducción del ruido es nonnalmente de 20 dBA, y usualmente basta para que la operación se mantenga dentro de los límites de la OSHA.

La técnica de capuchón de agua no debe confundirse con la de inyección de agua o la de escudo de agua, ya que ninguna de estas variaciones del proceso emplean suficiente agua para reducir significativamente el ruido.

El PAC subacuático reduce el ruido aún más que el capuchón de agua porque el extremo de la boquilla del soplete y el arco están completamente sumergidos.

Radiación EL ARCO DE plasma emite radiaciones intensas en los espectros visible e invisibles (ultravioleta e infrarrojo). Además dei peligro potencial para los ojos y la piel, esta radiación puede producir



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ozono, óxidos de nitrógeno u otros vapores tóxicos en la atmós- fera circundante.

Es necesario usar protección para los ojos y la piel cuando es inevitable la exposición a la radiación. La protección ocular recomendada se muestra en la tabla 15.4. La probabilidad de exponerse a la radiación puede reducirse con el empleo de barreras mecánicas como paredes y cortinas de soldadura. El capu- chón de agua también actúa como escudo que absorbe la luz, sobre todo cuando se agrega un tinte al agua de la mesa. Si piensa usar un tinte, póngase en contacto con el fabricante del equipo para obtener información sobre el tipo y concentración que debe usar. Es aconsejable que el operador se proteja los ojos, aun cuando se usen estos tintes, debido a la posibilidad de que el flujo de agua en el capuchón se interrumpa inesperadamente.

Tabla 15.4 Protección oculx recomendada para el corte con arco

de plasma (Fuente: ANSI/AWS C5.2-83, prácticas recomendadas para el corte con arco de dasmal

Corriente de corte en amperes Numero de sombreado del lente Hasta 300 9 300-400 12 400-800 14

El corte con plasma subacuático reduce la radiación debido a la mayor profundidad del agua. Generalmente no se requiere tinte adicional.

CORTE CON ARCO DE CARBONO Y AIRE

EL CORTE CON arco de carbono y aire (carbon arc cutting with air, CAC-A) es una variación del proceso de corte con arco de carbono que elimina metal fundido con un chorro de aire. En el proceso de corte con arco de carbono y aire, el intenso calor del arco entre un electrodo de carbón-grafito y la pieza de trabajo derrite una porción de esta última. Al mismo tiempo, se hace pasar por el arco un chorro de aire con velocidad y volumen suficientes para que el material fundido salga despedido. Luego, el metal sólido expuesto se funde por el calor del arco, y la secuencia continúa. El proceso resulta útil para separar y acanalar.

El corte con arco de carbono y aire no depende de la oxidación para mantener el corte, por lo que puede cortar metales que no se cortan con OFC. Se ha usado con éxito el proceso en acero al carbono, acero inoxidable, muchas aleaciones de cobre y hierros colados. La velocidad de fusión es función de la comente; la tasa de eliminación del metal depende de la velocidad de fusión y de la eficiencia del chorro de aire para remover el metal derretido. El aire debe ser capaz de expulsar el metal fundido de la región del arco antes de que pueda solidificarse de nuevo. El proceso se muestra de manera esquemática en la figura 15.4.

El corte con arco de carbono y aire se desarrolló en la década de 1940 como una extensión del corte con arco de carbono (CAC). El CAC debe efectuarse con la pieza de trabajo en

ELECTRODO PROYECCIÓN 7 pulg MÁX.

CABEZAS DEL SOPLETE (+) CCEP EN CC PELADO DEL COBRE --

;' 35" A 70" SIEMPRE BAJO EL ELECTRODO

PIEZA DE TRABAJO (-i

Figura 15.4-Procedimientos de operación típicos para el acanalado con arco de carbono y aire



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490 C O R T E Y A C A N A L A D O CON ARCO

posición vertical o por encima de la cabeza para que la gravedad pueda quitar el metal fundido. La versión de CAC con aire permite al operador eliminar metal en cualquier posición.

Los primeros intentos de lograr una versión de CAC con soplo de aire requerían dos operadores. El primero sostenía un soplete de CAC para derretir el metal y el segundo dirigía una tobera conun chorro de aire hacia el metal fundido. Poco tiempo después apareció un soplete en el que se combinaba el chorro de aire con el portaelectrodos de carbono, como precursor de los actuales sopletes de CAC-A mejorados. El primer soplete de CAC-A comercial apareció en 1948.

EQUIPO Y CONSUMIBLES EL PROCESO REQUIERE un portaelectrodos, electrodos de corte, una fuente de potencia y un suministro de aire. Para el corte mecanizado también es necesario un control y un carro. La figura 15.5 muestra una disposición típica del equipo de CAC-A.

Sopletes de corte LOS PORTAELECïRODOS DE CAC-A manuales son similares a los portaelectrodos convencionales de trabajo pesado para soldadura con arco de metal protegido, como se aprecia en la figura 15.6. El electrodo está sujeto en una cabeza girable que contiene uno o más orificios para aire, de modo que, sea cual sea el ángulo que el electrodo adopte respecto al soplete de corte, el chorro de aire permanecerá alineado con el electrodo. Se dispone de una válvula para abrir y cerrar el aire. En la figura 15.7 se muestra

un diagrama de sección longitudinal de un soplete de CAC-A manual.

Hay sopletes cuyo tamaño va desde modelos de trabajo ligero para granjas y talleres domésticos hasta modelos de trabajo su- perpesado para fundidoras. A continuación se da una guía para la selección de sopletes:

Trabajo ligero. Se recomiendan para talleres pequeños, granjas y operaciones de mantenimiento con suministro de aire limitado. La comente máxima es de alrededor de 450 amperes en cc.

Aplicación general. Estos sopletes son para trabajos generales en astilleros, talleres de fabricación y mantenimiento general. Están limitados a un máximo de loo0 amperes.

Trabajo pesado. Estos sopletes se destinan a trabajo general en fundidoras, para desbastado de bases y corte de piezas, así como para trabajos de alto amperaje en astilleros y talleres de fabricación. Limitados a 1600 amperes con cables enfriados por aire y 2000 amperes con cables enfriados por agua.

Mecanizados. Los portaelectrodos mecanizados se usan para la preparación de bordes y aplicaciones de alto volumen de producción. Se emplean con carbonos articulados de 8 a 19 mm (5/16 a 3/4 pulg). En la figura 15.8 se muestra un equipo típico de CAC-A automático.

AIRE COMPRIMIDO r-

CABLE DEL ELECTRODO

ELECTRODO DE CARBONO CABLE CONCÉNTRICO

Figura 15.5-Equipo típico para acanalado con arco de carbono y aire



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Figura 15.6-Portaelectrodos típico de 400 amperes Dara acanalado manual con arco de carbono y aire

Controles. Hay tres tipos de controles para el CAC-A mecanizado. Todos los sistemas son capaces de producir surcos de profundidad uniforme con una tolerancia de f 0.6 mm (0.025 pulg). Estas unidades se emplean cuando se desean acanaladuras de alta calidad y alto volumen de producción, y son de los siguientes tipos:

(1) Un tipo controlado por amperaje que mantiene la corriente del arco mediante señales de amperaje a través de controles de estado sólido. Este tipo de sistema controla la velocidad de alimentación del electrodo manteniendo el amperaje prefijado, y sólo puede alimentarse de fuentes de potencia de voltaje constante.

(2) Un tipo controlado por voltaje que mantiene la longitud del arco mediante señales de voltaje a través de controles elec-

IT A’SLANTES r PALANCA

Fiaura 15.8-Eaubo de CAC-A automático típico - . .

trónicos de estado sólido. Este tipo controla la longitud del arco determinada por el voltaje prefijado, y puede usarse únicamente con fuentes de potencia de corriente constante.

(3) Un sistema dual que puede ajustarse para control por amperaje o control por voltaje mediante un interruptor selector ubicado en el control.

Electrodos SON TRES LOS tipos de electrodos empleados en CAC-A: recubiertos de cobre para cc, simples para cc y recubiertos de cobre para Ca. Su forma normalmente es redonda, aunque existen electrodos planos y semirredondos para producir surcos rectangulares.

Electrodos recubiertos de cobre para cc. Este tipo de electrodo es el que más se usa debido a que tiene una vida relativamente larga, a lo estable de las características de su arco y a lo uniforme del surco producido. Estos electrodos se fabrican con una niezcla especial de carbón y grafito, con un aglutinante adecuado. La mezcla se extruye y homea para producir electro- - - ~~

dos de grafito densos y homogéneos con baja resistencia eléc- trica. En seguida, los electrodos se cubren con una capa de cobre de espesor controlado. Estos electrodos se fabrican en diámetros desde 3.2 hasta 19.1 mm (il8 a 3/4 pulg).

Existen electrodos articulados para trabajar sin desperdiciar los extremos residuales. Cuentan con un enchufe hembra y una espiga macho, y se fabrican en diámetros desde 8 hasta 25.4 mm (5/16 a 1 pulg).

Electrodos simples para cc. De uso limitado, estos electrodos no tienen recubrimiento de cobre. Durante el corte, se consumen con mayor rapidez que los electrodos cubiertos. LOS electrodos simples se fabrican con diknetros desde 3.2 hasta 25.4 mm (1/8 a 1 pulg), pero los que más se usan son los de

AIRE COMPRIMIDO

Figura 15.7-Sección Bongitudinal esquemática de un soplete de acanalado con arco de carbono y aire &rimetros menores 9.5 (318 pulg).



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Electrodos cubiertos para Ca. Estos electrodos se fabrican con una mezcla de carbón y grafito a la que se han añadido materiales de tierras raras que estabilizan el arco para el corte con comente alterna. Están cubiertos con un espesor controlado de cobre y se fabrican con diámetros desde 4.8 hasta 12.7 mm (3/16 a 1/2 pulg).

Fuentes de potencia CASI TODAS LAS fuentes de potencia para soldadura estándar se pueden usar para el proceso de corte con arco de carbono y aire. El voltaje de circuito abierto deberá ser lo suficientemente mayor que el voltaje de arco requerido para compensar la caída de voltaje en el circuito. Los voltajes de arco empleados en el corte y acanalado con arco de carbono y aire van desde 35 hasta 55 V, por lo que se requiere un voltaje de circuito abierto de por lo menos 60 V. El voltaje de arco real en el corte y acanalado con arco de carbono y aire depende en gran medida del tamaño del electrodo y de la aplicación. Las fuentes de potencia recomendadas se presentan en la tabla 15.5.

Se recomienda consultar con el fabricante de la fuente de potencia en lo tocante a su empleo para CAC-A, ya que algunos tipos de fuentes que resultan satisfactorias para soldadura no sirven para CAC-A.

Los conductores eléctricos del circuito de corte deben ser cables de soldadura estándar recomendados para la soldadura con arco. La comente de corte máxima que se utilizará determina el calibre de los cables.

Suministro de aire NORMALMENTE SE REQUIERE aire comprimido con una presión entre 80 y 100 psi (560 a 700 Wa) para el acanalado con arco de carbono y aire. Los portaelectrodos de trabajo ligero permiten acanalar con apenas 40 psi (280 kPa) a 8.5 litros/min (3 ft3/min). Puede-usarse nitrógeno o un gas inerte comprimidos si no se dispone de aire comprimido. No debe usarse oxígeno en un portaelectrodos de CAC-A.

El chorro de aire debe tener el volumen y la velocidad suficientes para eliminar debidamente la escoria fundida del corte. Los orificios de los sopletes de arco de carbono y aire están diseñados para suministrar un flujo de aire adecuado para el

acanalado, pero puede obtenerse un resultado de baja calidad si la presión del aire se reduce por debajo del mínimo especificado por el fabricante del soplete o si el volumen de aire está restringido por mangueras o conexiones de diámetro insuficiente.

Si bien puede haber ocasiones en que las acanaladuras o cortes realizados sin suficiente aire no tienen tan mal aspecto, pueden estar cargados con depósitos de escoria y carbono. Por esta razón, es importante que la presión del aire sea cuando menos la presión'mínima especificada para el tipo de soplete empleado. El diámetro interior de todas las mangueras y conexiones debe ser suficiente para que el volumen debido de aire llegue al portaelectrodos.

Para portaelectrodos de trabajo ligero son suficientes mangueras y conexiones con un diámetro interior de 6.4 mm (1/4 pulg), pero se requiere un diámetro mínimo de 9.5 mm (3/8 pulg) para los portaelectrodos de aplicación general y de trabajo pesado. Los portaelectrodos para acanalado automático deben equiparse conmangueras y conexiones cuyo diámetro interior sea de cuando menos 12.7 mm (1/2 pulg).

APLICACIONES EL PROCESO DE corte con arco de carbono y aire puede usarse para separar y acanalar aceros al carbono, de baja aleación e inoxidables; hierro colado; y aleaciones de aluminio, magnesio, cobre y niquel. El acanalado puede servir para preparar los bordes de placas y tubos para soldarlos. Se pueden colocar dos bordes en contacto frontal y acanalar un surco en U a lo largo de la unión, como se muestra en la figura 15.9. También puede aca- nalarse la raiz de una soldadura hasta llegar a metal bueno antes de completar la soldadura por el segundo lado. De manera similar, puede quitarse mediante acanalado el metal de una soldadura defectuosa para repararla. Otra aplicación es la elimi- nación de material de recubrimiento viejo antes de volver a recubrir una pieza.

PROCEDIMIENTOS DE OPERACIÓN LOS ELECTRODOS DE corte con arco de carbono y aire están di- seiiados para operar con ca o cc, o ambas, dependiendo dei material cortado. En la tabla 15.6 se indican los electrodos y tipos de corriente recomendados para cortar varias aleaciones comunes.

Tabla i 5.5 Fuentes de potencia para corte y acanalado con arco de carbono y aire

Tipo de corriente Tipo de fuente de potencia Comentarios

cc

cc

Motorgenerador, rectificador o unidad de reticula de resistores de corriente continua Motorgenerador o rectificador de potencial continua

Recomendada para electrodos de todos los tamaños

Recomendado sólo para electrodos de 6.4 mm (1/4 pulg) o de diámetro mayor. Puede originar depósitos de carbón en el caso de electrodos pequeños. No es adecuada para sopletes automáticos con control de voltaje. Recomendado sólo para electrodos de ca. Ca Transformador de corriente continua

ca o cc Corriente continua La cc alimentada por fuentes trifasicas de transformador-rectificador resulta satisfactoria, pero la cc de fuentes monofasicas produce arms con Características indeseables. La salida de ca de unidades cdcc es satisfactoria siempre que se utilicen electrodos de ca.



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Figura 15.9-Operación de acanalado con arco de carbono y aire en posición plana

En la tabla 15.7 aparecen los intervalos de comente para los electrodos de CAC-A de uso común. La corriente real empleada para un electrodo de un tamaño dado dependerá de las condiciones de operación, como son el material cortado, el tipo de corte, la velocidad de corte, la posición del corte y la calidad requerida. Se aconseja seguir las recomendaciones del fabricante para la operación y mantenimiento del equipo y de los consumibles.

Acanalado COMOPUEDEVERSE en la figura 15.4, el electrodo debe sujetarse de modo que cuando más 178 mm (7 pulg) sobresalgan del soplete de corte. En el caso de materiales no ferrosos, esta extensión deberá reducirse a 76.5 mm (3 pulg).

Es preciso abrir el chorro de aire antes de encender el arco, y el soplete de corte debe sostenerse como se muestra en la figura 15.9. El electrodo debe inclinarse contra la dirección del

desplazamiento, con el chorro de aire detrás del electrodo. En las condiciofies de operación apropiadas, el chorro de aire pasará bajo el extremo del electrodo y quitará todo el metal derretido. El arco puede encenderse tocando ligeramente la pieza de trabajo con el electrodo. Una vez encendido el arco, no debe alejarse el electrodo. La técnica para el acanalado es diferente que para la soldadura con arco porque se elimina metal en lugar de depositarlo. Se debe mantener un arco corto avanzando en la dirección del corte con la velocidad suficiente para mantenerse al parejo de la remoción de metal. La uniformidad del avance controla la tersura de la superficie cortada resultante.

Si se usan electrodos de carbono articulados, es importante encender el arco con el extremo abierto o romo del electrodo. La razón de esto se hará evidente cuando el electrodo se haya consumido casi por completo y se esté aproximando la sección articulada. Si el arco se hubiera encendido en la sección ahusada del electrodo, la sección articulada consistiría en un extremo ahusado rodeado por una manga suelta de carbono al rojo vivo. Esta manga caliente tiende a salir despedida violentamente del arco de acanalado y, como sucede con las salpicaduras de soldadura, puede causar quemaduras o incendiar materiales inflamables.

Cuando el arco se enciende con el extremo abierto del electrodo, y este último se consume hasta la sección articulada, la manga forma parte del electrodo nuevo que entra en servicio, y no puede salir despedida violentamente.

Al acanalar una pieza de trabajo en posición vertical, el acanalado debe hacerse cuesta abajo, para que la gravedad ayude a la eliminación del metal fundido. El acanalado en posición horizontal puede hacerse a la izquierda o a la derecha, pero siempre en la dirección de la palma de la mano (“de derecha”).

Si se acanala hacia la izquierda, el soplete de corte debe sostenerse como se muestra en la figura 15.9. Al acanalar hacia la derecha, el soplete de corte se invertirá para que el chorro de aire quede detrás del electrodo. Al acanalar amba de la cabeza, el electrodo y el soplete deberán sostenerse con un ángulo que impida que metal fundido caiga sobre el operador.

Tabla 15.6 Recomendaciones de electrodos y corriente para corte de varias aleaciones con

arco de carbono y aire

Tipo de Tipo de Aleacidn electrodo corriente Comentarios

Aceros al carbono, de baja aleación e inoxidables

Hierros colados

Aleaciones de cobre: 60% de cobre o menos más de 60% de cobre

Aleaciones de níquel

Aleaciones de magnesio

Aleaciones de aluminio

cc ca ca ca cc

cc Ca ca ca cc cc

EeP

ccen ca

ccep

EeP

Ca

Ca Ca

ccen CCeP ccep

Apenas 50% tan eficiente como ccep A la mitad del intervalo de corriente del electrodo

Sólo a corriente máxima

A corriente maxima

Antes de soldar hay que limpiar la superficie. La extensión del electrodo no debe exceder 1 O0 mrn (4 pulg). Antes de soldar hay que limpiar la superficie.



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Tabla 15.7 Intervalos d e corriente sugeridos para los tipos y tamaños de electrodos de CAC-A

Diámetro dei electrodo

puig mm 5/32 4.0 3/16 4.8 114 6.4

5/16 7.9 318 9.5 112 12.7 518 15.9 314 19.1

1 25.4

Electrodo de cc con CCEP, A

min máx 90 150

150 200 200 400 250 450 350 600 600 1000 800 1200

1200 1600 1800 2200

Electrodo de ca con Ca, A

min máx

150 200 200 300

_ _ _ _

300 500 400 600

Electrodo de ca con CCEN, A min máx

~

_ _ _ _ 150 180 200 250

300 400 400 500

_ _ _ _

.. _ _ _ _ _ _ _ _ ..

La profundidad del surco producido la controla la velocidad de recorrido. Las velocidades bajas producen surcos profundos, y las altas surcos someros. Pueden hacerse surcos de hasta 25 mm (1 pulg) de profundidad, pero mientras más profundo sea el surco mayor será la experiencia requerida por parte del operador.

La anchura del surco depende del tamaño del electrodo empleado y por lo regular es aproximadamente 3.2 mm (l/S pulg) más ancho que el diámetro del electrodo. Puede obtenerse un surco más ancho oscilando el electrodo con un movimiento circular u ondulante.

En casi todas las aplicaciones de acanalado se emplea un ángulo de empuje de 35 grados respecto a la superficie de la pieza de trabajo. Se recomienda un apoyo estable al acanalar para asegurar una superficie lisa. Esto resulta provechoso sobre todo al acanalar arriba de la cabeza. La velocidad de recorrido correcta depende del tamaño del electrodo, del tipo de metal base, del amperaje de corte y de la presión del aire. Una indica- ción de que la velocidad es la correcta y el acanalado de buena calidad es un sonido de siseo uniforme en el arco.

Separación ENGENERAL, LA técnica para cortes con separación es ia misma que para el acanalado, excepto que el electrodo se sostiene con un ángulo más empinado, entre 70 y 80 grados respecto a ia superficie de la pieza de trabajo.

Para el corte de metales no ferrosos gruesos, el electrodo debe sostenerse perpendicular a la superficie de la pieza de trabajo, con el chorro de aire frente al electrodo en la dirección del movi- iniento. Con el electrodo en esta posición, el metal puede separarse moviendo el arco verticalmente a través del metal con un movimiento de serrado.

Des bastado C U N O SE USA el proceso de corte con arco de carbono y aire para eliminar metal de áreas extensas, como la eliminación de metal de recubrimiento o de bases de colado, la posición correcta

del electrodo es la que se muestra en la figura 15.10. EI electrodo debe oscilarse de lado a lado al tiempo que se le empuja hacia adelante a la profundidad deseada. En operaciones de desbastado de bases, se emplea un ángulo de entre 15 y 70 grados con respecto a la superficie. EI ángulo de 15 grados se usa para pasadas de acabado ligeras, en tanto que los ángulos mayores permiten realizar cortes burdos más profundos con mayor facilidad.

Los sopletes de corte con cabezas de ángulo fijo que sostienen el electrodo con el ángulo correcto son ideales para esta aplica- ción. Con los demás tipos de sopletes hay que tener cuidado de mantener el aire detrás del electrodo. La estabilidad de la mano del cortador determina la tersura de la superficie producida.

EFECTOS METALÚRGICOS PARA EVITAR PROBLEMAS con metal carburizado, los usuarios del proceso de corte con arco de carbono y aire deben estar conscientes de los sucesos metalúrgicos que ocurren durante el acanalado y el corte. Cuando el electrodo de carbono es positivo (polaridad inversa), la comente lleva átomos de carbono ioniza- dos del electrodo al metal base. Las partículas de carbono libres se absorben rápidamente en el metal base fundido. Dado que esta absorción es inevitable, es importante que todo el metal derretido carburizado sea retirado del área de corte, de preferencia por ia acción del chorro de aire.

Cuando se usa el proceso de corte con arco de carbono y aire en condiciones inapropiadas, el metal fundido carburizado que pennaiiece en la superficie casi siempre puede reconocerse por su color gris-negro mate. Esto contrasta con el color azul brillante de un surco bien hecho. Un flujo de aire inadecuado puede dejar pequeños charcos de metal carburizado en el fondo dei surco. Un desplazamiento irregular del electrodo, sobre todo en una Operación manual, producirá ondulaciones en la pared dei surco que tienden a atrapar el metal carburizado. Por Ultimo, un ángulo de electrodo inadecuado puede hacer que pequeñas gotas de metal carburizado permanezcan a io largo del borde del surco.

El efecto del metal carburizado que queda en el corte o surco sobre una operación de soldadura subsecuente depende de



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DESPLAZAMIENTO 4

O"

Figura 15.10-Técnica de desbastado de bases con portaelectrodos de arco de carbono y aire. EI ángulo

entre el electrodo y el trabajo es de 15" a 70°, usándose los ángulos mayores con el hierro colado

muchos factores, incluidos la cantidad de metal carburizado presente, el proceso de soldadura que se usará, el tipo de metal base y la calidad de soldadura requerida. Aunque podría pensar- se que el metal de relleno que se deposite durante la soldadura disolverá los charcos o gotas pequeños de metal carburizado, la experiencia con metales base de acero indica que trazas de metal con un contenido de aproximadamente 1 % de carbono pueden permanecer a lo largo de la línea de unión de la soldadura. La absorción de carbono en el metal de soldadura adquiere iinpor- tancia cuando la soldadura debe tener alta resistencia y tenacidad, sobre todo en aceros templados.

No hay pruebas de que el cobre de los electrodos recubiertos de cobre se transfiera a la superficie de corte en el metal base.

El acero carburizado puede eliminarse de la superficie cortada por abrasión, pero resulta mucho más eficiente realizar el corte y acanalado con arco de carbono y aire de la manera correcta en las condiciones prescritas, con lo que se evitará por completo la retención de metal indeseable.

Se han realizado estudios en acero inoxidable para determinar si el acanalado con arco de carbono y aire, realizado en la forma prescrita, tiene un efecto adverso sobre la resistencia a la corro- sión. Se obtuvieron las velocidades de corrosión típicas para el acero inoxidable tipo 3ML, y los estudios no revelaron diferencias significativas entre las tasas de corrosión de soldaduras preparadas usando CAC-A y las preparadas por abrasión. Si hubiera ocurrido absorción apreciable de carbono, las tasas de corrosión de las soldaduras preparadas con CAC-A habrian sido significa-

tivamente más altas. No obstante, las superficies preparadas empleando CAC-A pueden ser más susceptible al agrietamiento por tensión, dependiendo del entorno de servicio. Si hay dudas, lo más recomendable es desbastar mecánicamente las superficies después del CAC-A.

En comparación con el corte con gas oxicombustible, el CAC-A es un proceso con más baja entrada de calor. Por esta razón, una pieza acanalada o cortada con CAC-A presenta menos distorsiones que una preparada con OFC.

PRÁCTICAS SEGURAS LOS TEMAS GENERALES de seguridad y practicas seguras en los procesos de soldadura y corte térmico, como el de arco de carbono y aire, se tratan en ANSI 249.1, seguridad al soldar y cortar, y NFPA 51B, prevención de incendios al usar procesos de soldadura y corte. Los cortadores con arco de carbono y aire y sus supevisores deben estar familiarizados con las prácticas descritas en estos documentos.

Adicionalmente, existen otras posibles áreas de peligro en el corte y acanalado con arco. Los humos y gases, el ruido y ia energía radiante merecen consideración adicional. En esta sec- ción estudiaremos las áreas relacionadas con el corte y acanalado con arco de carbono y aire.

Gases LOS GASES TÓXICOS principales que pueden producirse durante el corte con arco son ozono, dióxido de nitrógeno y monóxido de carbono. Podria estar presente gas fósgeno como resultado de la descomposición térmica o por luz ultravioleta de agentes de limpieza o de suspensión a base de hidrocarburos clorados empleados en algunos agentes aerosoles o pinturas contra salpicaduras. El desgrasado u otras operaciones en las que intervengan hidrocarburos clorados deberá hacerse en lugares donde los vapores de estas operaciones no estén expuestos a las radiaciones del arco.

Ozono LALUZUJ-TRAVIOLETA emitida por el arco actúa sobre el oxíge- no de la atmósfera circundante para producir ozono. La cantidad de ozono producida dependera de la intensidad de la energía ultravioleta, la humedad, el grado de oscurecimiento debido a los humos y otros factores. La concentración de ozono por lo general aumenta cuando se incrementa la comente y cuando se acanala aluminio. La concentración puede controlarse mediante ventilación natural, ventilación de escape local o equipo respiratorio protector del tipo descrito en ANSI 249.1.

Dióxido de nitrógeno LAS PRUEBAS HAN demostrado que sólo hay concentraciones elevadas de dióxido de nitrógeno cerca del arco. La ventilación natural reduce rápidamente estas concentraciones a niveles se-



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guros en la zona de respiración del cortador, siempre que éste mantenga la cabeza fuera de las emisiones del corte.

Vapores metálicos Los VAPORES METALICOS generados por el proceso CAC-A pueden controlarse mediante ventilación natural, ventilación de escape local o equipo respiratorio protector del tipo descrito en ANSI 249.1. El método de ventilación requerido para mantener dentro de concentraciones aceptables el nivel de sustancias tóxicas en la zona de respiración del cortador depende directamente de varios factores, entre los cuales están el metal cortado, el tamaño del área de trabajo y el grado de encierro u obstrucción del movimiento normal del aire en el lugar donde se está cortando. Cada operación debe evaluarse individualmente para determinar qué se requiere.

La Conferencia Americana de Higienólogos Gubemamenta- les (ACGH) y la Administración de Seguridad y Salubridad Ocupacional (OSHA) de Estados Unidos han establecido los niveles aceptables de sustancias tóxicas asociadas al corte, de- signándolos como valores límite de umbral (TLV) y valores máximos medios ponderados en el tiempo. El cumplimiento con estas disposiciones puede probarse muestreando la atmósfera bajo el casco del cortador o en la cercania inmediata de su zona de respiración. El muestre0 debe realizarse de acuerdo con ANSIIAWS F1.l, Método para muestrearparticulados aéreos generados por la soldadura y procesos afines.

Prevención de incendios EL CAC-A REQUIERE precauciones especiales de prevención de incendios debido al proceso de remoción del metal. Todas las sustancias inflamables situadas a menos de 11 m (35 ft) del área de trabajo deberán retirarse. Se deberán colocar protecciones, como mamparas metálicas, en la dirección en que sale despedido el metal caliente expulsado por el chorro de aire comprimido, si es que no hay espacio suficiente para su disipación.

Ruido EL RUIDO DEL acanalado con CAC-A puede exceder los niveles seguros. Si es necesario, el operador deberá contar con protec- ción para los oidos.

Energía radiante TODA PERSONA QUE esté en la vecindad inmediata del arco de corte deberá tomar medidas adecuadas para proteger los ojos y la piel de la radiación producida por el arco de corte. El sombreado de filtro recomendado para el CAC-A es el 12. Se recomienda ropa de lana o cuero de color oscuro para reducir la reflexión que pudiera causar quemaduras por luz ultravioleta en el cuello y el rostro dentro del casco.

OTROS PROCESOS DE CORTE CON ARCO ESTA SECCIÓN FINAL del capitulo ofrece una explicación breve de cinco procesos más. En general, éstos no se usan mucho debido a consideraciones económicas. No obstante, el lector debe saber que existen porque pueden usarse cuando no se dispone de otros procesos. Si desea mayor información, consulte la lista de lecturas complementarias.

CORTE CON ARCO DE METAL PROTEGIDO Principios de funcionamiento EL CORTE CON arco de metal protegido (shielded inetal arc cutting, SMAC) es un proceso de corte con arco que utiliza un electrodo cubierto. De preferencia debe usarse una fuente de potencia de comente constante que opere con corriente continua de polaridad directa (ccen). La función principal de la cubierta del electrodo durante el corte es como aislante eléctrico para que el electrodo pueda insertarse en el hueco del corte sin hacer cortocircuito con los lados, y también funge como estabilizador del arco, concentrando e intensificando su acción. La eficacia de este procedimiento en el corte de grandes espesores es una función de la manipulación del electrodo. Por lo regular se usan electrodos tipo E6010, E6012 y E6020, pero pueden lograrse cortes con prácticamente cualquier electrodo de soldadura con

arco de metal protegido (SMAW). También hay en el mercado electrodos con cubiertas hechas especialmente para corte.

Equipo AUNQUE ES PREFERIBLE una máquina de soldadura de cc constante para el SMAC, también puede usarse una fuente de potencia de comente constante de Ca. Para el corte con arco de metal protegido en aire se recomienda usar portaelectrodos de trabajo pesado con electrodos de 3/16 pulg de diámetro o mayores. Para SMAC bajo el agua, son obligatorios portaelectrodos de cons- trucción especial con aislamiento total. Debe usarse una fuente de potencia de polaridad directa para proteger el portaelectrodos y las piezas metálicas del equipo de buzo contra la corrosión electrolitica.

Aplicaciones EL SMAC SE ha usado para recortar rebabas y portillos en fundiciones no ferrosas y para cortar chatarra no ferrosa para reciclaje. La pieza de trabajo debe colocarse de modo que la gravedad ayude a eliminar el metal derretido. En general, el proceso no sirve para preparar de manera satisfactoria bordes para soldadura sin un acabado considerable por astillado o abrasión



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CORTE CON ARCO DE OXIGENO Principios de funcionamiento EL CORTECON arco de oxigeno (arc-oxygen cutting, AOC) es un proceso de corte con oxígeno que emplea un arco entre la pieza de trabajo y un electrodo tubular consumible a través del cual se dirige un chorro de oxígeno hacia la pieza de trabajo. El acero de aleación moderada se corta empleando el arco para elevar la temperatura del material hasta su punto de ignición en la preserr cia de oxígeno. La reacción de combustión que tiene lugar se sostiene a si misma, ya que libera suficiente calor para mantener la temperatura de ignición en todos los lados del corte. El arco eléctrico proporciona el precalentamiento necesario para iniciar el corte. En la figura 15.11 se muestra una ilustración esquemá- tica del proceso.

En el caso de metales resistentes a la oxidación, el mecanismo de corte es más bien una acción de fusión. Aquí, la cubierta del electrodo suministra un fundente que ayuda al metal derretido a salir del área de corte.

Efectos metalúrgicos EL METODO DE corte con arco de oxigeno produce en la zona afectada por el calor efectos metalúrgicos comparables a los de la soldadura con arco de metal protegido. La entrada de energía se acerca a la de la soldadura con arco de metal protegido, pero en AOC la penetración del calor generalmente no es tan profunda debido a la mayor velocidad de recorrido. Esto produce un efecto de templado un poco más pronunciado. Los metales que no requieren un tratamiento calorífico después de la soldadura pueden cortarse con este proceso sin efectos perjudiciales. Los aceros inoxidables austeníticos de grados que se vuelven sensibles a la corrección cuando se someten a soldadura con arco de metal protegido quedarán sensibilizados a lo largo del corte si se separan empleando este proceso.

Los cortes con arco de oxígeno en hierro colado y aceros de carbono medio y baja aleación son propensos a la aparición de grietas en la cara del corte. El grado y la frecuencia del agrietamiento dependen de la composición y de la endurecibilidad del acero.

ENTRADA DE OXíGENO

o CABLE DE ALIMENTACIÓN

ELECTRODO TUBULAR

COBERTURA DE FUNDENTE

~ ~~~

Figura 15.11-Esquema del electrodo de arco de oxígeno en operación

Equipo EL CORTE CON arco de oxigeno puede realizarse empleando fuentes de potencia de ca o cc de comente constante con la suficiente capacidad. Es preferible la comente continua de electrodo negativo (ccen) para cortes rápidos. El portaelectrodos para corte con arco de oxígeno tiene un diseilo especial; no sólo debe llevar corriente eléctrica al electrodo, sino además oxígeno al corte. Esto se logra alimentando oxígeno al portaelectrodos y pasándolo por el barreno del electrodo hasta el arco.

Para cortar en aire, se recomienda un portaelectrodos totalmente aislado. En el corte subacuático es indispensable un portaelectrodos totalmente aislado equipado con un inhibidor de retrodestello adecuado.

Se consiguen electrodos tubulares de acero con diámetros de 5 y 8 inm (3/16 y 5/16 pulg) y longitud de 46 cin (18 pulg), con

diámetro interior de aproximadamente 1.6 mm (1/16 pulg). La cubierta extruida es comparable a un electrodo de acero de aleación moderada con clasificación AWS E60 13. Los electrodos subacuáticos son tubos de acero con una cubierta a prueba de agua.

Técnicas de corte EN EL METODO de corte, horadación y acanalado con arco de oxígeno, la cobertura se mantiene en contacto con el metal base en todo momento. La cobertura aísla el núcleo respecto al trabajo y mantiene automaticamente la longitud de arco correcta.



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El inicio de las operaciones de corte y acanalado es el mismo. La punta del electrodo se pone en contacto con el trabajo en el lugar deseado como si se fuera a encender un arco para soldadura, y el arco se mantiene durante un momento mientras se abre la válvula del oxígeno. La acción de horadación se inicia de inmediato y el electrodo penetra en la placa conforme se forma el agujero. La cobertura aisla el núcleo del electrodo impidién- dole que haga corto con los costados del agujero.

Para cortar, el electrodo se arrastra a lo largo de la superficie de la placa a la velocidad de recorrido dictada por el avance del corte. La inclinación del electrodo y la velocidad de movimiento se ajustan para obtener un corte de calidad y eficiencia óptimas.

El corte guiado por plantilla es común. El electrodo se presiona contra la plantilla, quedando aislado de ella por la cobertura. En el caso de cortes en línea recta, puede sujetarse a presión cualquier regla a lo largo de la línea de corte. El corte se efectúa sosteniendo el electrodo contra la guía y la placa al mismo tiempo. Se han cortado aberturas circulares en tanques empleando la circunferencia de un tubo de tamaño adecuado como plantilla guía.

Al cortar en aire (hasta 75 mm de acero de aleación moderada o 13 mm de ciertas aleaciones no ferrosas), la técnica recomendada es arrastrar el electrodo a lo largo de la línea del corte planeado al tiempo que se aplica una presión suave. En el corte subacuático, independientemente del espesor del metal cortado, es necesario mantener una presión positiva contra la pieza de trabajo.

El acanalado se efectúa encendiendo el arco, abriendo el chorro de oxígeno e inclinando la barra hasta que esté casi paralela a la superficie de la placa y apuntando en dirección opuesta al operador a lo largo de la línea del acanalado propues- to. El arco y el oxígeno funden la superficie de la placa y el metal derretido sale expulsado por la fuerza del chorro de oxígeno.

Aplicaciones LOS ELECTRODOS PARA corte con arco de oxigeno se desarrolla- ron primordialmente para el corte subacuático y posteriormente se aplicaron al corte en aire. En ambas aplicaciones, los electrodos de oxígeno pueden cortar metales ferrosos y no ferrosos en cualquier posición.

El corte con arco de oxigeno ha sido utilizado con éxito en fundiciones y depósitos de chatarra para cortar aceros de alea- ción moderada y baja, acero inoxidable, hierro colado y metales no ferrosos en cualquier posición. La utilidad del proceso varía con el espesor y la composición del material cortado.

Los bordes del metal cortado con soplete de arco de oxígeno son un tanto irregulares y por lo regular requieren cierta prepa- ración superficial para poder soldarlos.

CORTE CON ARCO DE TUNGSTENO Y GAS Principios de funcionamiento

arco de tungsteno y gas. Entre los metales cortados están el aluminio, magnesio, cobre, bronce de silicio, níquel, cuproní- quel y diversos tipos de aceros inoxidables. Este proceso de corte puede emplearse a mano o mecanizarse. Se usa el mismo circui- to para cortar y para soldar, pero se requiere una mayor corriente para cortar una placa de un espesor dado que para soldarla. También se requiere un mayor flujo de gas para fundir de lado a lado la placa y separarla.

En la práctica, un electrodo de tungsteno toriado al 2% con diámetro de 4 mm (5/32 pulg) sobresale aproximadamente 6.4 mm (1/4 pulg) del extremo de una copa de gas metálica o de ce- rámica con diámetro de 9.5 mm (3/8 pulg). Una mezcla de aproximadamente 65 % de argón y 35% de hidrógeno se alimenta al soplete con una tasa de flujo de 165 L/h (60 ft3/h). También puede usarse nitrógeno, pero la calidad del corte no es tan buena como la que se obtiene con la mezcla de argón e hidrógeno. Los mejores resultados se obtienen empleando ccen, pero la corriente alterna con alta frecuencia superpuesta ha producido cortes satisfactorios en material de hasta 6.4 mm (1/4 pulg) de espesor.

El arco puede encenderse ya sea con una chispa de alta frecuencia o frotando el electrodo contra la pieza de trabajo. Se acostumbra mantener una distancia de 1.6 a 3.2 mm (1/16 a 1/8 pulg) entre el electrodo y el trabajo, pero esto no es un factor critico. Conforme el soplete se desplaza sobre la placa, una pequeña porción de ésta se funde por el calor del arco, y el chorro de gas expulsa el metal derretido para formar el corte. Al término del corte, el soplete se levanta de la pieza de trabajo para interrumpir el arco.

Una cara del corte normalmente queda libre de escoria, la cual se adhiere al lado de la pieza de trabajo que no está conectado al cable. La calidad del corte en el lado libre de escoria suele ser aceptable, pero el otro lado requiere una limpieza considerable.

Equipo SE PUEDEN USAR sopletes estándar para soldadura por arco de gas tungsteno. Como se muestra en la tabla 15.8, se emplean comentes de corte de hasta 600 A. Los sopletes para soldadura pueden servir para cortar a corrientes de hasta el 175% de sus especificaciones nominales porque la operación de corte casi no refleja calor. Por ejemplo, se puede usar un soplete de 300 A para cortar con 500 A durante periodos cortos.

Para cortar se recomienda una fuente de potencia de cc de comente constante, ya sea de rectificador o de motorgenerador, con un voltaje de circuito abierto mínimo de 70 V. Los cortes efectuados con potencia ca están limitados a placas de 6.4 mm (1/4 pulg) de espesor. El principal problema que se presenta al usar potencia ca es la pérdida de tungsteno del electrodo a las comentes elevadas requeridas.

CORTE CON ARCO DE METAL Y GAS Principios de funcionamiento

EL CORTE CON arco de tungsteno y gas puede servir para separar metales no ferrosos y acero inoxidable con espesores de hasta 13 mm (1/2 pulg) empleando equipo estándar de soldadura por

EL CORTE CON arco de metal y gas (gas metal arc cutting, GMAC) es un proceso de corte con arco que emplea un electrodo consumible continuo y un gas protector. El GMAC se desarrolló



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poco después de la introducción del proceso de soldadura por arco de metal y gas, y ocurrió por primera vez accidentalmente durante una operación de soldadura, cuando se observó que si se utilizaba una velocidad de alimentación del electrodo excesiva, se podía penetrar la placa. Cuando se desplazó el soplete, se realizó un corte.

Las principales desventajas del GMAC son el elevado consumo de electrodos de soldadura y las altas comentes de corte (hasta 2000 amperes) requeridas.

Aplicaciones EL GMAC SE ha utilizado para cortar figuras en acero inoxidable y aluminio. Si se emplea equipo de soldadura normal y un electrodo de acero al carbono de 2.4 mm (3/32 pulg), es posible cortar acero inoxidable de hasta 38 mm (1- 1/2 pulg) de espesor y aluminio de hasta 76 mm ( 3 pulg) de espesor.

CORTE CON ARCO DE CARBONO EL CORTE CON arco de carbono es el proceso de corte más antiguo y hoy día ya casi no se usa. El proceso empleaba un arco entre un electrodo de carbono (grafito) y el metal base para

fundir la superficie de la pieza de trabajo. Como el proceso depende de la gravedad para la eliminación del metal derretido, sólo puede usarse en posición vertical o arriba de la cabeza.

Una variación aprovechaba la fuerza del arco a amperajes mayores para ayudar a expulsar el metal del área de corte. Los cortes producidos requerian mucha limpieza para quitar la escoria. Antes de soldarse, los bordes cortados requerían abrasión para eliminar el área fundida remanente en el metal, pues absor- bía una gran cantidad de carbono del electrodo.

Tabla 15.8 Condiciones para el corte con arco de tungsteno y gas

Espesor Material Pulg

Acero inoxidable 118 Acero inoxidable 1/4 Acero inoxidable 1/2 Aluminio 1 18

Aluminio 112 Aluminio 114

Velocidad de

recorrido, PPm

20 20 15 30 20 20

Corriente ccen

amperes Tipo de gas

350 80% A + 20% H(2) 500 65% A t 35% H(2) 600 65% A t 35% H(2) 200 80% A t 20% H(2) 300 450

65% A + 35% H(2) 65% A + 35% H(2)

LISTA DE LECTURAS COMPLEMENTARIAS Corte y acanalado con arco de plasma Alban, J. F. “Revival of a lost art: plasma arc gouging of

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CORTE CON I I

RAYO LASER Y CON CHORRO DE AGUA


J. C. Chennat, Presidente Ford Motor Co.

C. E. Albnght Ohio State University

C. O. Brown United Technologies Industrial Lasers

R. Chellevold Ingersoll-Rand Waterjet Cutting Systeiiis

D. L. Havnlla Rojîn-Sinar Losers

T. A. Johnson Ferranti-Sciaky, Inc.

D. Kautz Lawrence Liverniore National Labs

L. W. Lamb Flow Systems, Inc.

F. Mason Aiiierican Machinist & Automated Mfg.

L. R. Migliore Aniada h e r Systeiiis and Service, Inc.

G. White Coherent General

~

MIEMBRO DEL COMITÉ DEL

G. N. Fischer Corte con rayo láser 502 MANUAL DE SOLDADURA:

Fischer Engineering Company Equipo 509

Materiales 51 3

Variables del corte con láser 51 5

Inspección y control de calidad 521

Seguridad en el corte con láser 522

Corte con chorro de agua 523




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ORTECONRAYO LASER Y CON CHORRODEAGUA CORTE CON RAYO LÁSER

INTRODUCCIÓN EL CORTE CON rayo laser es un proceso de corte térmico que separa material mediante fusión o vaporización local con el calor de un rayo láser. Este proceso se usa con o sin gas auxiliar que ayude a retirar el material fundido y vaporizado.

La perforación con láser es una operación a pulsos que implica mayores densidades de potencia y menores tiempos de descanso que el corte con láser. Los agujeros se producen mediante uno o más pulsos. La perforación con láser es una alternativa con mayor efectividad de costo que la perforación mecánica, el maquinado electroquiinico y el maquinado de descarga eléctrica para taladrar agujeros relativamente someros.

Un láser es una fuente de calor con algunas características únicas. En el capítulo 22 se da una descripción del equipo empleado para producir rayos láser. Una cantidad relativamente modesta de energía de láser se puede enfocar en puntos de tamaño muy pequeño, con lo que se obtiene una densidad de potencia elevada. Para cortar y perforar, estas densidades de potencia están en el intervalo de lo4 a lo6 W/mm2 (6.5 x lo6 a 6.5 x 10' W/pulg2). Semejantes concentraciones de energía hacen que el material de la pieza de trabajo se funda y vaporice, y la eliminación del material puede facilitarse con un chorro de gas. Dependiendo del material, se puede aplicar un chorro de un gas reactivo como el oxígeno en forma coaxial con el rayo, incrementando la rapidez del proceso y la calidad del borde cortado. Los mecanismos físicos que intervienen en la elimina- ción del material son bastante complejos, pues implican las propiedades de los materiales y numerosas variables del proceso.

Entre las aplicaciones de procesamiento de materiales con láser, el corte es el proceso más común, y ha exhibido un excelente crecimiento en todo el mundo. La primera aplicación de procesamiento de materiales con láser fue la perforación de diamantes para troqueles de fabricación de alambre. Hoy día, el corte con láser y los procesos relacionados de perforación,

recorte y grabado dan cuenta de más de la mitad de las instalaciones de láseres industriales en el mundo.

Un láser de CO, de alta potencia puede cortar acero al carbono de hasta 25 mm (1 pulg) de espesor. Sin embargo, los cortes de buena calidad en acero normalmente se efectúan en metal de menos de 9.5 mm (0.375 pulg) de espesor debido a que el rayo láser tiene una profundidad de foco limitada. Los láseres de CO, en el intervalo de 400 a 1500 W dominan el área de corte, pero también se usan láseres de granate de itrio-aluminio contaminado con neodimio (Nd:YAG).

El corte con láser tiene las ventajas de alta velocidad, cortes de ancho reducido, bordes de alta calidad, baja entrada de calor y distorsión mínima de la pieza de trabajo. Es un proceso de fácil automatización que puede cortar casi cualquier material. La geometría del corte se puede modificar sin el retrabajado considerable que es inevitable con las herramientas mecánicas; no hay desgaste de la herramienta, y generalmente no se requieren operaciones de acabado. Dentro de su intervalo de espesores, es una alternativa al uso de punzones o al estampado, y al corte con gas oxicombustible y con arco de plasma. El corte con láser resulta especialmente ventajoso para los estudios con prototipos y para series de producción cortas. En comparación con la mayor parte de los procesos convencionales, el ruido, la vibración y los humos producidos por el corte con láser son de niveles bastante bajos.

Los resultados del corte con láser son altamente reproduci- bles, y los sistemas de láser han alcanzado tiempos de operación eficaz del 95 % . El movimiento relativo entre el rayo y la pieza de trabajo se puede programa fácilmente empleando estaciones de trabajo CNC que ya están disponibles. La alta precisión y los bordes de buena calidad son muy comunes incluso en el corte tridimensional con láser. Los láseres también tienen flexibilidad para compartir la potencia y el tiempo, lo que permite maximizar la efectividad de costos de la operación del rayo de tiempo completo.



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C O R T E CON R A Y O L A S E R Y CON C H O R R O DE A G U A 503

PERFORACIÓN CON LÁSER LOS DIAMETROS DE los agujeros producidos por perforación con rayo láser por lo regular están entre 0.0025 a 1.5 mm (0.OOOl a 0.060 pulg). Las profundidades alcanzadas casi siempre son menores que 25 mm (1 pulg) debido a las limitaciones del enfocado del rayo. En la figura 16.1 se muestran ejemplos de perforación con láser en los álabes de un motor a reacción y en un componente de rotor.

El proceso produce agujeros limpios con capas de refundido muy delgadas. Cuando se requieren agujeros grandes se emplea una técnica de trepanación cortando con el rayo un círculo del diámetro requerido.

La perforación con láser ofrece casi todas las mismas ventajas del corte con láser. Resulta especialmente ventajosa cuando los diámetros de los agujeros requeridos son menores que 0.5 mm (0.020 pulg) y cuando las perforaciones deben hacerse en áreas inaccesibles para las herramientas convencionales. Los ángulos de entrada del rayo pueden ser muy cercanos a cero, una situa- ción en la que las herramientas mecánicas son propensas a fracturas. Los pulsos de alta intensidad producidos por láseres de estado sólido con longitudes de onda corta, como los de Nd:YAG, Nd:vidrio y rubí, son los más apropiados para perforar. Ei área de perforación industrial con láser está dominada por los láseres de Nd:YAG. En la figura 16.2 se muestran esquemá- ticamente los elementos de un láser de Nd:YAG. Los láseres de CO, generalmente se usan para perforar no metales, como cerámica, compuestos, plásticos y hule.

Los dos aspectos que más han dificultado la popularización del procesamiento de materiales con láser han sido el alto costo del equipo y la intimidación que experimentan los trabajadores frente a un proceso de “alta tecnología” que requiere una amplia capacitación de los operadores y un buen conocimiento de la interacción entre el láser y los materiales. En todo el mundo cada vez más fabricantes de láseres y de sistemas están entrando en este campo, y están apareciendo productos más confiables a precios más bajos y con nuevas características. El mercado de

Figura 16.1-Factores que influyen en los procesos de perforación Y corte con láser

los láseres industriales presenta actuaimente una tasa de crecimiento anual del 20%, y se espera que los precios de los sistemas de corte con láser se reduzcan en un porcentaje pequeño cada año durante varios años más.

Los nuevos paquetes de software y la programación de fácil aprendizaje están haciendo más aceptable el corte con láser en áreas sin trabajadores altamente calificados. Los sistemas láser- robot totalmente integrados y la facilidad de interconexión con computadoras personales están ofreciendo un mejor control de los sistemas de láser y de las variables de operación. Los láseres de CO, de bajo peso y tamaño, los láseres de CO, pulsables de varios kilowatts con mejor calidad del rayo, los láseres de YAG de modo único y los láseres de YAG con salidas de hasta 1.5 kW son algunas de las mejoras que están apareciendo. El mejora- miento en el diseño de los sistemas está haciendo que el proceso se vuelva más preciso y repetible.

~~

REFRIGERADOR

SCARGA OBSERVACIÓN

FILTRO DE SEGU Fil DAD

ESPEJO DE 45”

LENTE DE ENFOQUE

ESPEJO T I OBTURADOR \ i l TRASERO BARRA DE LÁSER ESPEJO

Y LAMPARAS DELANTERO DE DESTELLO

Y

Figura 16.2-Representación esquemática de los elementos de un láser de Nd:YAG



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504 C O R T E C O N R A Y O L Á S E R Y C O N C H O R R O D E A G U A

PRINCIPIOS Y CARACTERkTICAS DEL PROCESO EL CORTE CON rayo láser (íaser b e m cutting, LBC) y la perfo- ración con rayo láser (laser b e m drilling, LBD) son dos procesos completamente distintos de eliminación de material. Ambos procesos han sido ampliamente investigados tanto experimental como teóricamente con el fin de comprender los mecanismos que gobiernan el proceso de remoción de material.

Ambos procesos pueden utilizar láseres de pulsos o continuos como fuente primaria de energía. Como puede verse en la tabla 16.1, son muchos los factores que intervienen en el corte y la perforación con láser. Las disciplinas de la ingeniería que están implicadas incluyen los láseres mismos, la óptica, la dinámica de fluidos y la ciencia de los materiales.

Modelo simplista Corte. EI proceso de corte con rayo láser puede describirse de manera muy sencilla. Requiere la acción simultánea de un rayo

láser enfocado con una densidad de potencia mayor que lo4 W/mmz (6.5 x lo6 W/pulg*) y un chorro de gas auxiliar, que juntos producen un área de material eliminado en la pieza de trabajo. EI rayo láser actúa como una fuente de calor lineal que produce un agujero calado una vez que las condiciones iniciales transitorias alcanzan un estado estable. El gas auxiliar expulsa el material fundido del agujero por la raíz del corte. En ciertos casos, puede usarse un gas activo para mejorar la eficiencia de corte mediante una reacción quimica exotérmica. En la tabla 16.2 se listan los gases auxiliares utilizados más común- mente.

Las ventajas del corte con láser respecto a otros procesos incluyen: (1) ancho del corte pequeño, (2) zona afectada por el calor angosta, (3) altas velocidades de corte, (4) buena calidad de los cortes, (5) adaptabilidad a la automatización y (6) no hay contacto mecánico entre el dispositivo de corte y la pieza de trabajo.

Perforación. El proceso de perforación con láser sólo requiere un láser de pulsos con el rayo enfocado a densidades de

Tabla 16.1 Factores que influyen en los procesos de perforación y corte con láser

I. Tipo de láser

-YAG - Dióxido de carbono Estado sólido Gas

(pulsado y cw) (pulsado y cw) - Excimer

(pulsado)

I I . ópticos Rayo puro óptica para enfocar Rayo enfocado

-Potencia -Lente o reflejante - Distanciafocal -Divergencia -Calidad -Diametro del rayo

- Estructura modal -Material óptico -Longitud de onda - Polarización -Abertura -Densidad de potencia -Tamaño -Profundidad de foco

111. Material

-Longitud de onda - Distanciafocal - Mûdû óptico

Superficie Volumen -Condición - Espesor - Reflectividad - Densidad - Absorbencia -Calor de fusión

-Calor de vaporización - Difusividad

IV. Chorros de gas auxiliar Gas inerte Gas exotérmico - Presión - Presión -Tamaño del orificio -Contorno del orificio -Impulso -Impulso -Profundidad del corte -Alejamiento -Flujo másico

-Aditivo (agua) -Aditivo (agua)

- Tamaiio del orificio -Contorno del orificio

-Profundidad del corte

-Tipo -Tipo



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C O R T E CON R A Y O L Á S E R Y C O N C H O R R O D E A G U A 505

Tabla 16.2 Gases auxiliares emdeados Dara el corte con ravo laser de diversos materiales

Gas auxiliar Material Aire Aluminio

Plástico Madera Compuestos Alúmina

Vidrio Cuarzo

Oxigeno Acero al carbono Acero inoxidable Cobre

Nitrógeno Acero inoxidable Aluminio Aleaciones de níquel

Argón Titanio

Comentarios Buen resultado hasta 1.5 mm (0.060 pulg)

Todos los gases reaccionan de manera similar; el aire es el menos rostos0

Buen acabado, alta velocidad; capa de Óxido en la superficie Capa gruesa de Óxido en la superficie Buena superficie hasta 3 mm (1/8 pulg)

Bordes limpios, libres de óxido hasta 3 mm (1/8 pulg)

Se requiere gas auxiliar inerte para producir cortes satisfactorios en diversos materiales

potencia de IO5 W/mm2 (6.5 x lo7 W/pulg2). Cuando el rayo enfocado incide en una superficie, el material se funde y volatiliza, y luego es expulsado violentamente, formando un agujero. Las profundidades que normalmente se alcanzan son de unas seis veces el diámetro del agujero; por tanto, es posible que se requieran múltiples pulsos para penetrar por completo el espesor del material. A la fecha se han logrado perforar materiales con espesor de hasta 25 mm (1 pulg) en ia modalidad de pulsos.

Las ventajas de la perforación con láser incluyen: (1) tiempos de perforación cortos, (2) adaptabilidad a la automatización, (3) capacidad de penetrar materiales de difícil perforación y (4) ausencia de contacto mecánico.

Tipos de láseres EL CORTE Y ia perforación con láser requieren un rayo láser coherente enfocado con precisión. Para estas aplicaciones se emplean predominantemente dos fuentes primarias de rayos láser, el láser de YAG pulsado que opera a una longitud de onda de 1 .O6 micras y el láser de CO, que opera en forma pulsada o continua a una longitud de onda de 10.6 micras. En la tabla 16.3 se describen los mecanismos de corte básicos y el láser que se emplea en cada caso. En el caso del láser de YAG de pulsos, la interacción con el material resulta en la evaporación y elimina- ción de este último a densidades de potencia muy altas. El láser de CO, pulsado y continuo elimina la mayor parte de los materiales fundiéndolos, después de lo cual deben ser expulsados del área de corte con la ayuda de un chorro de gas inerte. Si el gas inerte se sustituye por un gas reactivo como el oxígeno, el proceso se vuelve exotérmico, y la oxidación del material proporciona energía adicional.

En fechas más recientes, el láser de excimer que opera a una longitud de onda de 248 nanómetros se ha utilizado también como fuente de láser para perforar. Se cree que el proceso de remoción de material con este láser es por fotoablación cuando

se le usa con polímeros cuyas energías de unión son inferiores a la energía de los fotones del excimer.

En ambos procesos (corte o perforación, Fig. 16.1), es necesario que se alcanen densidades de potencia de lo4 a lo6 W/mmz (6.5 x IO6 a 6.5 x 10’ W/pulg2). Esto se logra enfocando el rayo ya sea con lentes o mediante óptica de reflexión, dependiendo del tipo de láser y de la longitud de onda. En todos los casos, e l diámetro puntual del rayo se define de la misma manera y está dado por la relación

d, = 2.44 K F/D (16.1)

donde d, = diámetro del punto enfocado en p mm (p pulg) K = constante que depende de la modalidad de haz

óptico (véase la tabla 16.4) F = distancia focal del lente o espejo en mm (pulg) D = diámetro de abertura del rayo en el espejo

enfocador en mn (pulg) h = longitud de onda óptica del láser en p mm (p pulg)

En la tabla 16.6 ;e dan los valores de K, que dependen de la estructura moda! del haz óptico y de su divergencia, para tres d e los rayos láser continuos más comunes.

En el caso de la perforación, se emplean lentes de distancia focal corta para enfocar los haces ópticos con alta potencia pico de los láseres pulsados a tamaños de punto del orden de 0.6 m m (0.024 pulg) para así obtener niveles de densidad de potencia por arriba de los IO5 W/mm2 (6.5 x lo7 W/pulg2). Enestas condiciones, el material se volatiliza y sale despedido de la pieza d e trabajo, dejando un agujero parcialmente perforado. Se requieren múltiples pulsos para lograr la penetración completa.

En casi todas las aplicaciones de corte, el láser es del tipo continuo y trabaja a niveles de potencia de entre 400 y 1500 W, un poco por debajo de las potencias pico de los láseres de pulsos



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506 C O R T E C O N R A Y O L A S E R Y C O N C H O R R O D E A G U A

Tabla 16.3 Mecanismos de corte básicos

A. Láser de estado sólido -YAG Evaporación

- Eliminación de material por volatilización a > lo5 W/mm2 (> 6.5 x lo7 W/puig2). -Sólo de pulsos.

B. Láser de gas - COz Fusión

-La mayor parte del material se elimina en estado líquido con ayuda de un gas inerte, a intensidades de rayo de 1 O4 W/mm2 (6.5 x lo6 W/pulg?).

Exotérmico - La mayor parte del material se elimina en estado liquido a intensidades de rayo de lo4

-EI oxígeno como gas auxiliar aporta energía adicional. W/mm2 (6.5 x 1 O6 W/pulg2).

C. Láser de excimer Fotoablación

- EI material se elimina por fotoablación cuando se emplea con polimeros cuyas energias de enlace están por debajo del nivel energético de los fotones del excimer.

descritos para las aplicaciones de perforación. En consecuencia, las densidades de potencia requerida son menores y generalmente están entre los lo4 y los lo5 W/mm2 (6.5 x lo6 a 6.5 x lo7 W/pulg2). Esto requiere tamaños de punto del orden de 1 mm (0.04 pulg) a la longitud de onda del láser de CO, para alcanzar las densidades de potencia requeridas.

Interacciones del láser y el material UNA CARACTERISTICA FUNDAMENTAL e importante del LBC y el LBD es la interacción del rayo láser con la superficie del material. La figura 16.3 muestra la relación entre el haz Óptico, el sistema de enfoque, el chorro de gas auxiliar y la pieza de trabajo que se va a cortar. El lente o espejo óptico enfoca el rayo láser original a un punto cuyo diámetro está dado por la ecuación 16.1. La ubicación (generalmente dirigida al interior del espesor de la pieza de trabajo) del plano focal en relación con la superficie de la pieza de trabajo depende de varios factores, todos regidos por las relaciones antes inencionadas. En la práctica, la

Tabla 16.4 Efecto de la modalidad de rayo sobre la colimabilidad

Tipo de rayo laser K Frente de onda uniforme Rayo gaussiano 0.86 Resonador inestable?

a. M = 2** 4.0 b. M - 4 3.5

1 .o

*Amplificaciones ?M? más utilizadas D.E. del rayo ** M, razón de amplificación de un rayo anular = D.l. del rayo

ubicación exacta se determina por experimentación, adecuándo- la a la aplicación.

Dado que casi todos los metales son altamente reflejantes a las longitudes de onda de los láseres considerados, el aco- plamiento del rayo y la pieza de trabajo es muy ineficiente y la absorción es baja. Sin embargo, el coeficiente de absorción varía con la temperatura del material, la cual cambia durante la fase transitoria del proceso. Esta relación se muestra en la figura 16.4.

GAS AUXILIAR CAPA REFUNDIDA

Figura 16.3-Vista esquemática de una operación de corte con láser



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fuente de calor lineal energética dentro del material y forma un charco fundido. Cuando el charco recibe el impacto de un chorro de gas a alta presión, el metal líquido sale despedido por la raíz

Para que se inicie el proceso de corte de agujero calado, es indispensable que la densidad de potencia sea suficiente para vencer la barrera de reflexión. En adelante, la profundidad del corte dependerá de las relaciones de fusión y vaporización repre- sentadas en la figura 16.5. A niveles de densidad de potencia por debajo de 5 x lo3 W/mm2 (3.25 x lo6 W/pulg2), sólo se logra una fusión superficial. Para obtener un agujero calado se requieren densidades de potencia del orden de lo4 a lo5 W / m 2 (6.5 x lo6 a 6.5 x lo7 W/pulg2). Dentro del intervalo de agujero calado, ocurre tanto la fusión como la vaporización. La vapori- zación total requerida para la perforación se logra al rebasar este intervalo.

a n TEMPERATURA T~APORIZACION de la pieza de trabajo, produciéndose el corte. i3

2 1.0

z a

TFUSION $ 8 + 3

4

e $

I cc 2s

n

z E J

K O MI LISEG UN DOS w o

TIEMPO DE INTERACCI~N

Figura 16.4-Tiempo transitorio de reflectividad y temperatura de un metal representativo

La absorción inicial débil en la superficie de la pieza de trabajo comienza a elevar la temperatura de esta última directamente bajo el haz óptico, y esto hace que disminuya con bastante rapidez la reflectividad. La temperatura y la absorción aumentan hasta alcanzarse las temperaturas de fusión y de vaporización. Esto pemite la formación de un agujero calado o trampa de radiación. A partir de ese momento, el rayo láser actúa como

Chorro de gas auxiliar LA COLUMNALIQUIDA formada por el laser al soldar se sostiene contra la acción de la gravedad gracias a la tensión superficial y a la acción capilar. Como se muestra en la figura 16.3, se utiliza un chorro de gas auxiliar para eliminar el metal fundido antes de que se pueda volver a solidificar. Esta acción impide la forma- ción de una soldadura. El impulso del gas del chorro expulsa una buena parte del material fundido de la raiz del corte, quedando una capa de refundido muy delgada sobre las paredes laterales del corte. En la figura 16.6 se muestra un sistema de aplicación para corte con rayo láser y gas auxiliar.



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508 C O R T E CON R A Y O L A S E R Y C O N C H O R R O DE AGUA

MLENTE I ) I I L- - +-$-A 1

ENTRADA I l i l DE GAS 1

1 I I

BOQUILLA DE GAS

RAYO LASER CON CHORRO DE GAS AUXILIAR

TEORIA Y MECANISMOS FiSiCOS EN AÑOS RECENTES, la teoria y los mecanismos físicos del corte con láser han sido estudiados ,en detalle. Es conveniente que los estudios continúen, a fin de poder evaluar los límites técnicos del proceso y extenderlos a regiones que actualmente son inase- quibles. EI objetivo de estos estudios no ha sido sólo aumentar las profundidades de corte y perforación, sino también mejorar la calidad de la superficie cortada. Esta sección es un repaso breve de los mecanismos; en los artículos de la bibliografía se pueden encontrar mayores detalles.

Los factores primarios que influyen en el proceso de corte con láser (tabla 16.1) son el nivel de potencia, la modalidad, la polarización y variables ópticas como la distancia focal, el diámetro de la abertura, la profundidad del foco y la ubicación del plano focal con respecto a la pieza de trabajo.

El balance de energía del proceso de corte con láser se muestra en la figura 16.7. Las fuentes de energía son el láser y el gas reactivo. Las pérdidas primarias son la conducción de calor, la reflexión del frente de erosión, el calor de vaporización, la convección, la radiación y la energía contenida en el material expulsado por la raíz del corte.

EI proceso más crítico de los que ocurren es la absorción de la radiación incidente en el frente de erosión. Sin absorción del rayo incidente, no habría corte. También es muy importante que este proceso sea eficiente. La eficiencia de absorción depende de varios factores, incluidos el ancho del corte, la pendiente instantánea del frente de erosión, la polarización del haz óptico original y la distribución de intensidad del haz óptico en las direcciones longitudinal y radial.

El frente de erosión, que apenas esta bosquejado en la figura 16.7, es la interfaz entre el rayo incidente con su gas auxiliar y la capa fundida del material. Este frente es la superficie de equilibrio por la cual el material expulsado sale de la raíz del

FLUJO DE GAS r AUXILIAR

Figura 16.6-Sistema de aplicación del rayo para el corte con láser y gas auxiliar

VAPOR I ZAC ió N MATERIAL FUNDIDO

Un factor que limita el corte de secciones gruesas con los niveles de potencia disponibles es lo angosto del corte. Los cortes angostos son deseables desde el punto de vista de la aplica- ción; sin embargo, son un obstáculo para el sistema de gas auxiliar debido a los diámetros de boquilla tan pequeños que se requierenpara introducir el chorro de gas en el corte. La longitud coherente de un chorro libre sobreexpandido normalmente es del orden de unos cuantos diámetros del orificio. Esto da lugar a una sobreexpansión del chorro de gas dentro de la cavidad del agujero calado y limita la longitud efectiva del chorro. A su vez, esto limita la profundidad y la tersura superficial del corte. En consecuencia, los bordes en la parte baja de un corte con láser en material grueso son generalmente más ásperos que los producidos por otros métodos de corte.

CALOR CON DUCI DO

ENERGíA

REFLEJADA LASER

Figura 16.7-Vista esquemática del corte con laser mostrando el balance energético



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metal base debido al impulso del gas auxiliar. Su forma casi siempre presenta un ángulo de retraso con respecto a la vertical, dependiendo de la velocidad hacia adelante del rayo incidente sobre la pieza de trabajo. El ángulo del haz Óptico incidente relativo a la capa fundida a lo largo del frente de erosión determina la eficiencia de absorción. Este ángulo depende de la polariza- ción del haz óptico, el cual puede estar polarizado linealmente, en cuyo caso la calidad del corte dependerá de la dirección del corte, o circularmente, en cuyo caso el corte será aceptable en dos dimensiones, asegurando cortes de contorno uniforme en un plano.

El corte con un rayo polarizado circularmente es en general menos eficiente que con un rayo polarizado linealmente. Como ejemplo, hasta el 80% de un rayo polarizado linealmente se absorbe con un ángulo incidente de 85 grados. En el caso de un rayo polarizado circularmente con su ángulo optimo, la absorbancia pico baja hasta cerca del 40%. Conforme el ángulo de incidencia varíe por arriba o por debajo de los ángu- los óptimos, la absorción irá disminuyendo. Así, la absor- ción de energía en el frente de erosión depende de la forma del frente, de la intensidad espacial del rayo original, y de su polarización.

EQUIPO

LÁSERES DE CO, ELLÁSERDE~~ÓX~~O de carbono (CO,) es la fuente estándar para aplicaciones de corte de contorno. Esto se debe a que es el tipo de láser más potente y confiable de uso generalizado.

El láser de CO, es un dispositivo de descarga de gas: opera haciendo pasar una comente eléctrica por un gas. En los láseres industriales, se obtiene una eficiencia elevada empleando una mezcla de helio, nitrógeno y dióxido de carbono. La energía eléctrica se acopla a los gases mediante el establecimiento de una descarga luminiscente en el nitrógeno. El nitrógeno transmite esta energía a las moléculas de CO, por colisiones, haciendo que un alto porcentaje de dichas moléculas alcancen un nivel ener- gético superior. Cuando las moléculas caen a un nivel intermedio se produce una emisión láser a 10.6 micras en la zona del infrarrojo. Las colisiones con el helio hacen que las moléculas de CO, vuelvan al nivel energético basal, donde el proceso puede recomenzar. Por lo regular, el gas se pasa por un intercambiador de calor donde se le enfría antes de reciclarlo.

Características temporales LOS LÁSERES DE CO, pueden operar por onda continua (conti- nuous wave, CW) o en diversos modos de pulsos. La frecuencia de pulsos puede ser de hasta 10 kHz. Los tipos más comunes de pulsación se denominan obturado y realzado. En el modo obturado, el láser opera a un nivel de potencia pico que está dentro de su intervalo normal de onda continua. La salida se modula para generar un ciclo de trabajo reducido. Los pulsos obturados pueden tener cualquier longitud que sea compatible con la velocidad de repetición elegida. Los láseres capaces de producir pulsos realzados tienen potencias pico varias veces mayores que su especificación de onda continua. Los pulsos realzados suelen durar unos 100 microsegundos independientemente de la velocidad de repetición.

Características espaciales LA BAJA DENSIDAD y la elevada difusividad térmica de un medio de láser gaseoso reducen su tendencia a distorsionar la

luz que lo atraviesa. Esto hace posible que incluso los láseres de CO, de alta potencia tengan buenas cualidades ópticas. Los rayos de muchos láseres con salidas de hasta 1500 watts se aproximan bastante al modo gaussiano fundamental TE%. Tales rayos se pueden enfocar hasta el límite fijado por la difracción de la luz, y no hay problemas para obtener puntos de 0.1 mm (0.004 pulg) de diámetro con lentes de enfoque normales en láseres de CO,.

Otra propiedad de los rayos TEM, es su baja divergencia, término que describe el ángulo con el que el rayo láser se va abriendo conforme se propaga. Los valores típicos son del orden de 1 milirradián, lo que ofrece una gran flexibilidad en el diseño de máquinas, ya que el láser puede situarse lejos del lente de enfoque.

Láseres de flujo lento LOS PRIMEROS LÁSERES de Co, industriales consistían en tubos de vidrio con espejos en ambos extremos. El gás del láser fluía a través del tubo al tiempo que se aplicaba electricidad cerca de ambos espejos. Estos dispositivos son muy sencillos y confiables, pero están limitados a unos 50 watts por metro de longitud de descarga, ya que no hay forma de enfriar el gas. Estos láseres de flujo lento resultan imprácticos si se requieren más de 400 watts. Se utilizan todavía porque pueden producir salidas estables de alta calidad, y porque el gran volumen de medio activo permite realzar considerablemente los pulsos.

Láseres de flujo transversal EL LASER DE flujo transversal se desarrolló con la idea de producir una potencia elevada con un paquete pequeño. Esto se logra circulando el gas de láser por la región de descarga a alta velocidad y enfriándolo después con un intercambiador de calor de modo que se pueda volver a utilizar. Los láseres de flujo transversal tienden a tener modalidades asimétricas debido a las características de ganancia de las comentes de descarga. A pesar de estas limitaciones, las máquinas de flujo transversal han



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510 CORTE C O N R A Y O L Á S E R Y C O N C H O R R O D E A G U A

EI diseño de láser más moderno en uso es el tipo de flujo axial rápido. Se trata de una modificación del láser de flujo lento que se vale de una bomba Rootes para circular el gas. Los láseres axiales rápidos son pequeños, potentes y de construcción econb mica. Aunque se les ha incorporado en muchos sistemas de láser, la mayor parte de los modelos tiene problemas graves con la inestabilidad del rayo emitido, lo cual produce cortes con superficies ásperas.

LÁSERES DE YAG EL LÁSERDE YAG (cuyo nombre correcto es láser de granate de itrio y aluminio contaminado con neodimio) es el láser de per- foración estándar en la industria, aunque por sus características también es adecuado para algunos cortes de contorno.

Principio de funcionamiento EL LÁSER DE YAG contiene una barra cristalina rodeada por lámparas de xenón o criptón. El cristal es un granate de itrio y aluminio (YAG) que ha sido contaminado con neodimio. La luz de las lámparas “empuja” los átomos de neodimio hasta un estado excitado, desde el cual emiten luz con una longitud de onda de 1.06 pm. El agua que fluye alrededor de la barra enfría los átomos y los vuelve al estado basal.

Características temporales LOS LÁSERES DE YAG industriales generalmente operan en modo pulsado para cortar o taladrar. La velocidad de repetición normalmente es de menos de 200 Hz. Mediante el control de la potencia alimentada a las lámparas se puede ajustar la forma y duración de los pulsos de láser. El medio de láser sólido tiene una alta concentración de átomos emisores de luz, por lo que la potencia pico puede ser muy alta. Los pulsos de alta energía y corta duración eliminan el material cortado o taladrado.

Características espaciales LAS BARRAS DE láser generan calor en el centro y se enfrían externamente. Siempre que se produce una potencia apreciable, aparece un gradiente de temperatura a lo largo del diámetro de la barra. Ese gradiente induce cambios en el índice de refracción de la barra, lo que degrada el rendimiento óptico del láser. Los láseres de YAG de alta potencia tienen salidas inultiinodales de alta divergencia, lo que limita la capacidad del sistema para enfocar el rayo a un punto pequeño y requiere que la cabeza del láser esté cerca del área de trabajo.

OTROS TIPOS

Vidrio LOS LÁSERES DE vidrio son muy similares a los de YAG. La barra del láser se fabrica con vidrio contarninado con neodimio, en vez de granate. Cuando se usa vidrio en vez de YAG como matriz, es posible incorporar en la barra una concentración más alta de

átomos de neodimio. Esto permite a los láseres de vidrio producir pulsos más intensos que los láseres de YAG, haciéndolos más apropiados para el taladrado profundo. La desventaja del vidrio es que su baja conductividad térmica limita la velocidad de repetición de los pulsos a 1 pps aproximadamente, de modo que no sirve para cortar contornos.

Rubí EL RUBI FUE el primer material en el que se observó emisión láser. El láser de rubi es un dispositivo de estado sólido impulsado por lámpara de destello similar a los láseres de vidrio y YAG, pero emite luz visible. Aunque en gran medida ha sido sustituido por otros tipos, todavia resulta apropiado para taladrar, pues cuenta con características similares a los láseres de vidrio-neodimio.

Láseres de excimer LOS LÁSERES DE excimer son láseres de gas de alta presión pulsados que emiten a longitudes de onda dentro de la banda del ultravioleta. El término excimer es una contracción de las pala- bras “dimero excitado”. Un dimero es básicamente una molécula que existe sólo en el estado excitado, como el fluoruro de criptón (KrF). Estas moléculas se forman cuando la mezcla de gases apropiada (por lo regular un gas noble y un halógeno) se excita en una descarga eléctrica pulsada. La emisión láser ocurre cuando la molécula excitada cae al estado inferior.

SISTEMAS PARA PODER CORTAR, el láser debe estar integrado a un mecanismo que aplique el rayo y pueda manipular la pieza de trabajo. Hoy día, los cortadores de contorno por láser se controlan con algún tipo de computadora. EI tipo de control más comun lee datos numéricos y los convierte en órdenes de movimiento axial. Estos dispositivos se denominan controles izunzéricos conzputa- rizados, o CNC. La cabeza de corte, que consiste en un lente enfocador y un mecanismo de gas auxiliar, debe mantenerse a cierta distancia de la pieza por cortar. Estos componentes están encerrados en un paquete llamado sistenin de corte por láser a fin de evitar peligros para el personal.

Estos sistemas son de diselio muy variado. Existen máquinas estándar para trabajos como el corte de contornos en metal laminado o la perforación de álabes de turbina, pero pueden obtenerse unidades especiales para tareas como la ranuración de materiales laminados en líneas de producción.

Para obtener cortes de calidad óptima, el sistema óptico debe permanecer inmóvil, ya que cualquier vibración o falta de ali- neación del sisteina de aplicación del rayo produce cortes ine- xactos o de baja calidad. Sin embargo, una óptica fija requiere que la pieza de trabajo se mueva, cosa que se hace más compli- cada cuando se manejan láminas grandes. EI área de piso minima requerida para un sistema de rayo fijo es cuatro veces el tamaño máximo de las Ihininas, lo cual representa un problema cuando las piezas de trabajo son grandes. La aliineiitación automática de láminas y el retiro de piezas cortadas resultan difíciles, lo mismo que la producción de contornos exactos con cargas que presentan amplias variaciones.



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C O R T E CON R A Y O L A S E R Y C O N C H O R R O D E A G U A 511

En estas condiciones, el movimiento de la óptica simplifica el sistema de láser. En un sistema de “rayo móvil”, las láminas se mueven sólo cuando se cargan o descargan de la mesa de corte. El sistema impulsor siempre maneja la misma carga, lo que permite optimizar la respuesta de los servomecanismos. Pese a ello, el movimiento del sistema óptico presenta varios problemas:

(1) Divergencia del rayo - Los rayos láser no se propagan sin alteración por el espacio. Su diámetro y otras propiedades vanan con la distancia de la fuente. Dado que en los sistemas de rayo móvil el lente enfocador intercepta el rayo láser en diferentes puntos, la ubicación del foco y el tamaño del punto vanan. El resultado neto es que las condiciones de corte varían en los diferentes puntos de la mesa.

(2) Alineación - Con la Óptica fija sólo es necesario que el rayo pase por el sistema de aplicación sin que sea recortado por las diferentes aberturas. Para que un rayo móvil funcione correctamente, el rayo debe poder recorrer la pieza de trabajo a todo lo largo sin que cambie su alineación.

(3) Rigidez - Puede hacerse que una cabeza de corte fija tenga rigidez empleando una estructura de soporte pesada, y no cuesta mucho hacerlo. En cambio, cuando la cabeza se mueve, ias vibraciones y desviaciones son más difíciles de suprimir. Esto produce aspereza de las superficies o desviaciones del camino programado, sobre todo cuando la máquina está cortando esquinas agudas.

(4) Limpieza del trayecto dei rayo - Todos los sistemas láser de alta potencia son sensibles a la suciedad en sus elementos ópticos. El rayo calienta las partículas de polvo que se depositan en los lentes y espejos, dañando los componentes. La consecuencia es que todos los sistemas de láser industriales deben sellar el trayecto del rayo contra los contaminantes que existen en los entomos de trabajo. Una vez más, no resulta difícil hacer esto si el rayo es fijo, pero resulta complejo cuando los elementos se mueven. En muchos sistemas de rayo móvil la Óptica del láser está en el mismo recinto que engranes, motores y otras fuentes de contaminantes, lo cual acorta la vida del sistema óptico.

La filosofía dei rayo móvil llevada al extremo está repre- sentada por el robot de grúa corrediza de 6 ejes. Los problemas de ingeniería que implica la fabricación de una grúa corrediza son similares a los de un rayo móvil, pero más graves. Sin embargo, la capacidad de las grúas para cortar contomos complejos hace que el esfuerzo merezca la pena.

En la figura 16.8 se muestra un robot de viga voladiza con un sistema de aplicación de rayo móvil.

CABEZASENFOCADORAS NO HAY MUCHOS sistemas de rayo fijo en uso debido a limitaciones de producción. La mayor parte de los sistemas mueve el lente para enfocar el rayo, y este movimiento va desde unas cuantas centésimas de milímetro hasta varios metros. La rela- ción entre la superficie de ia pieza de trabajo y el foco del lente es una de las variables más importante en el corte con rayo láser, así que resulta esencial controlaria para mantener la consistencia del proceso. La profundidad de foco de los sistemas de CO, es del orden de 0.25 nim (.O10 pulg). En muchos casos, la

variación en el espesor de las piezas es mayor que esto; por ello, es importante que el sistema cuente con algún mecanismo para mantener el foco al cortar materiales disparejos.

Las máquinas que cortan láminas planas a menudo tienen cabezas que se apoyan sobre la superficie del trabajo mediante cojinetes de bolas. Este método funciona bien pero puede afectar el acabado del trabajo en algunos casos, y no es apropiado para material con contorno. Una estrategia más avanzada consiste en conectar un motor impulsor al mecanismo enfocador y contro- larlo con un sensor. Las sondas capacitivas funcionan bien en todas las orientaciones y no sobresalen de la cabeza de corte, pero sólo pueden usarse con piezas conductoras. Las sondas de contacto, que consisten en una horquilla o copa alrededor de la boquilla de corte, sirven para cualquier material pero sólo funcionan en dirección vertical.

CONSUMIBLES LOS COSTOS PRIMARIOS asociados a la operación de los sistemas de láser son los de electricidad, óptica, lámparas de destellos (sólo estado sólido) y gases. Los gases se emplean con dos fines: generar luz y ayudar al corte.

Costo de operación de un sistema de corte con láser de CO, ENLATABLA 16.5 se muestran los costos de consumibles típicos para un sistema de láser de CO, que opera a 1500 watts. Los costos del gas se basan en valores medios de diferentes partes de Estados Unidos. Dependiendo del material cortado, los costos de operación van desde 9.89 a 25.04 dólares por hora.

Costo de operación de un sistema de perforación con laser YAG EL COSTO PRIMARIO en la mayor parte de los procesos YAG es el recambio de lámparas de destello. Las lámparas duran entre 1 y 10 millones de pulsos, dependiendo de la potencia empleada. En la tabla 16.6 se muestra un análisis de costos para un láser YAG que perfora a 20 pps.

Tabla 16.5 Costos típicos de corte con rayo láser para un sistema

de CO, que trabaja a 1500 watts

Consumi bie Costo por hora Electricidad Optica interna del láser’ Gas de láser Lente colimador* Gas auxiliar:

O2 para acero al carbono 1 O gauge N2 para acero inoxidable de 0.060 pulg Ar para titanio de 0.060 pulg

2.10 2.06 1 .O3 1.10

3.60 3.60

ia.75

Costo basado en la estimación de la vida Útil de estos componentes hecha por el fabricante.



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Figura 16.8-Cortador de contorno por láser con robot y sistema de aplicación del rayo

Tabla 16.6 Costos de operación típicos para un sistema de

perforación con láser YAG

Consumible Costo por hora

Electricidad .75 Óptica del láser* 1 .o0 Lámparas de destello* 2.00 Gas auxiliar 4.00

Total 7.75 -

_ _ _ _ _ _ _ ~

*Costo basado en la estimación de la vida Útil de estos componentes hecha por el fabricante.



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MATERIALES EL CORTE CON láser es un proceso térmico: los materiales se cortan porque el rayo láser los calienta hasta que se funden, descomponen o vaporizan. Por tanto, resulta útil examinar las propiedades térmicas de los materiales para determinar cómo responderán a la radiación láser. Igual importancia tienen las propiedades ópticas de las sustancias, porque la energía se transfiere en forma de luz. En muchos casos se utilizan gases reactivos o inertes como ayuda para el corte, de modo que el comportamiento químico del material es importante.

En comparación con otras clases de materiales, los metales tienen altas difusividades térmicas y reflectividades ópticas. También se funden sin descomponerse y tienen puntos de ebu- llición muy elevados. Así pues, el corte de metales con láser requiere densidades de potencia altas para transferir energía al material a mayor velocidad que su pérdida por conducción, junto con un metal auxiliar para quitar el metal líquido del corte. Dentro de esta amplia caracterización, existen variaciones significativas entre los metales en cuanto a su idoneidad para el corte con láser. Las condiciones típicas para el corte con láser de diversos materiales se dan en la tabla 16.7.

ACERO AL CARBONO EL ACERO AL carbono es uno de los metales mas faciles de cortar con láser. Un examen del balance energético durante el corte, empleando oxígeno como gas auxiliar, muestra que la mayor parte del calor proviene de la reacción exotérmica del hierro y el oxígeno, con el rayo láser haciendo las veces de fuente de energía piloto o de precalentamiento. El metal calentado por el láser arde en el chorro de oxígeno sin afectar el material circundante. El borde del corte puede ser extremadamente terso, pudiéndose lograr acabados superiores a los 800 micromilímetros (32 ppulg) en láminas de 1.5 mm (0.06 pulg) de espesor.

ACERO DE ALEACIÓN EL TÉRMINO acero de aleación abarca un intervalo muy

amplio de metales. Los aceros de baja aleación, como AIS1 4140 y 8260, se cortan igual que el acero al carbono. Los niveles de impurezas generalmente inferiores que tienen los aceros de baja aleación hacen que se obtengan cortes de mejor calidad que con acero al carbono comercial rodado en frío (“cold-rolled”). Al aumentar la proporción de elementos de aleación el comporta- mi-tito del acero cambia. Los aceros de herramienta con adiciones apreciables de tungsteno se cortan con lentitud y se adhiere algo de escoria. Las adiciones de cromo reducen la reactividad del acero con el oxígeno y producen incrustaciones adherentes en el borde cortado.

ACERO INOXIDABLE LOS ACEROS INOXIDABLES son un subconjunto de los aceros de aleación con dos clasificaciones primarias: austeníticos (serie 300) y ferríticos/martensíticos (serie 400). Los aceros inoxidables tienen una conductividad térmica relativamente baja, lo que debería facilitar su corte empleando un proceso térmico. Sin embargo, los elementos de aleación que confieren al acero inoxidable sus propiedades de resistencia a la corrosión los hacen resistentes a la oxidación. Esto hace que tales materiales reaccionen a la energía láser de manera muy diferente que los aceros al carbono.

Los aceros inoxidables de la serie 400, que tienen cromo como elemento de aleación primario, se cortan limpiamente con ayuda del oxígeno pero presentan una capa tenaz de óxido de cromo en el borde cortado.

Los materiales austeníticos, que tienen adiciones de níquel y cromo, tienden a quedar con una escoria tenaz en la parte inferior de los bordes del corte, además de la capa de óxido. Esta escoria

Tabla 16.7 Variables de corte con laser típicas

Gas auxiliar Espesor Velocidad de Potencia

Material PUkI recorrido pulglmin watts

Acero al carbono .O60 150 400 02 ,125 ,250 ,375

Acero inoxidable ,060 .125 ,250 ,375

Titanio Ti6A14V .O60 Kevlar-epoxy ,125

,250 Vidrio-poliéster G10 .O60 Boro-aluminio .O40 Carburo de silicio .O30

120 80 50

150 40 40 30

150 250 250 600 300 25

800 1200 1500 1500 1500 650 800

1500 400

1500 1 O00 1500 150

o2 o2 o2 o2 o2 o2 o2

argón aire aire aire aire

argón



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y el óxido representan problemas graves en producción, ya que se requieren operaciones adicionales para producir una pieza terminada. La escoria puede eliminarse por abrasión. El óxido debe quitarse antes de soldar.

El empleo de un gas auxiliar inerte ha resultado provechoso para cortar acero inoxidable sin óxido ni adherencia de escoria. Los bordes así producidos pueden soldarse in operaciones adicionales.

ALUMINIO EL CORTEDE aluminio era problemático en los albores del corte con láser. Debido a la difusividad y reflectividad tan altas del aluminio, se requerían grandes cantidades de energía láser para fundirlo. Si el foco no era el correcto, el aluminio reflejaba el rayo de vuelta hacia el láser, muchas veces destruyéndolo. Al aparecer láseres con un kilowatt o más de potencia, junto con métodos de enfoque precisos, los problemas de corte disminu- yeron, pero la calidad de los cortes siguió siendo deficiente. El aluminio cortado por láser presentaba mucha escoria en los bordes inferiores del corte, y el costo de eliminación de esta escoria casi siempre hacía que el corte con láser no fuera competitivo en comparación con otros métodos. El reciente desarrollo del corte con gases inertes ha hecho posible la producción de cortes de alta calidad en aluminio con un láser de CO,.

COBRE EL COBRE, CON difusividad y reflectividad aun mayores que las del aluminio, resulta muy difícil de cortar con láseres de baja potencia. En cambio, sí se corta fácilmente con láseres de CO, con capacidad de kilowatts, siempre que tengan modos TEM aceptables y el sistema mantenga el rayo enfocado en el trabajo. Los láseres de YAG, con su alta potencia de pulsos y su longitud de onda más corta, cortan el cobre sin problemas.

ALEACIONES DE COBRE LOS RESULTADOS DEL corte de aleaciones de cobre, como el bronce, son similares a los que se obtienen en aluminio.

ALEACIONES A BASE DE NíQUEL LA MAYOR PARTE de las aleaciones a base de níquel están destinadas a algún tipo de servicio pesado, como los entornos de alta temperatura o corrosivos. Aunque resulta fácil cortar estos metales con láser, casi siempre es necesario constatar que la pieza no presente defectos metalúrgicos como microgrietas y crecimiento de los granos, que podrían perjudicar su rendimiento. Pruebas recientes de corte con láser y gas inerte han producido mejores calidades que el corte auxiliado por oxígeno.

TITANIO EL TITANIO Y sus aleaciones reaccionan con el oxígeno y el nitrógeno para formar compuestos quebradizos en el borde del

corte, cosa que generalmente es inaceptable. Por tanto, es necesario emplear argón como gas auxiliar para el corte con titanio. Ei argón se ioniza fácilmente en las condiciones del corte con láser, lo que puede originar la formación de un plasma sobre la pieza de trabajo. Cuando esto suceda, se deberá modificar la salida del láser para obtener resultados consistentes.

NO METALES UNO DE LOS atributos del láser es que puede cortar una gama muy amplia de materiales sin importar su dureza ni su conductividad eléctrica. Resulta conveniente dividir los materiales en las categorías de metales y no metales, y subdividir los no metales en las categorías orgánica e inorgánica.

Materiales inorgánicos EN GENERAL, LOS matenales inorgánicos no metálicos tienen presiones de vapor y conductividades térmicas bajas. Estas características, combinadas con su absorción generalmente elevada de la luz con longitud de onda de 10.6 pm, deberían convertirlos en buenos candidatos para el corte con láser. Desafortunadamente, muchos compuestos comunes tienen puntos de fusión muy altos y no resisten bien los choques térmicos. Por ello, su procesamiento suele ser más difícil que el de los metales.

Alúmina. La alúmina (Alzo3) a menudo se corta o graba con láseres. El corte se realiza empleando pulsos de alta potencia para vaporizar el material, ya que la redeposición de material fundido es un problema. El elevado punto de fusión de la alú- mina, aunado a la baja potencia media de los láseres que operan en el modo de pulso realzado, resulta en velocidades de corte bajas.

El proceso de grabación es el método estándar de preparación de los sustratos de alúmina para microcircuitos híbridos. La grabación se realiza haciendo líneas de agujeros que perforen parcialmente el material. Estas perforaciones permiten romper la cerámica a lo largo de las líneas punteadas. En sustratos tipicos alúmina de 0.64 mm (0.025 pulg) de espesor, se taladran agujeros de 0.2 mm (0.008 pulg) de profundidad, separados O. 18 mm (0.007 pulg). En semejantes condiciones un láser que pulse a 1000 Hz podrá grabar a razón de 175 mm/s (7 pulg/s).

Cuarzo. El cuarzo puede procesarse de forma parecida al metal porque es muy resistente al choque térmico. Se utiliza radiación de CO, continua, ya que el cuarzo es muy transparente a la luz de 1.06 pm que emiten los láseres de YAG. A menudo se hace necesario aliviar las tensiones causadas por los esfuerzos térmicos recociendo las piezas después del corte.

Vidrio. EI corte de vidrio con láser está limitado por la deficiente resistencia al choque térmico de la mayor parte de las composiciones. Esto hace que las piezas de vidrio complejas se resquebrajen después del corte. El vidrio también tiende a formar material refundido en el borde del corte porque no tiene un punto de fusión bien definido.



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Materiales orgánicos LOS MATERIALES ORGÁNICOS casi siempre se descomponen con la luz láser. La energía requerida para ello generalmente es mucho más baja que la necesaria para fundir materiales inorgá- nicos, por lo que el corte muchas veces puede hacerse a alta velocidad o con láseres de baja potencia. El gran volumen de productos de descomposición origina ciertos problemas: los gases dentro del corte tienen dificultad para escapar, limitando la velocidad del proceso y degradando la calidad de los bordes. Además, muchos materiales orgánicos generan compuestos tó- xicos durante el corte con láser. Estas emisiones deben manejarse de modo que no representen un peligro para los operadores ni para el ambiente.

Tela. Siendo la tela tan delgada, presenta pocos problemas para el corte con láser. El aspecto más difícil es la construcción de sistemas capaces de moverse con la velocidad suficiente para aprovechar al máximo las posibilidades del corte con láser.

Plásticos. UM amplia variedad de polímeros se corta con láser. EI rayo produce la fusión, vaporización y descomposición del material. Los tennoplásticos como el polipropileno y el poliestireno se cortan por cizallamiento del material fundido, en tanto que los termofijos como los fenólicos o epóxicos se cortan por descomposición. Los materiales que se descomponen en el rayo dejan un residuo carbonoso en el borde cortado, el cual muchas veces debe eliminarse mediante alguna operación como la abrasión con ráfagas de partículas antes de poder usar las piezas. Se ha comprobado que los productos de descomposición de polímeros cortados por láser son muy peligrosos, por lo que deben tomarse precauciones para proteger al personal operativo.

Materiales compuestos LOS MATERIALES COMPUESTOS están constituidos por dos o mas sustancias diferentes. Por lo regular, un componente es fibroso, mientras que el otro froina una matriz que lo rodea. Mediante ia selección de las matrices y elementos de refuerzo apropiados, es posible obtener materiales con propiedades óptimas para una

aplicación específica. Desde el punto de vista del corte con láser, las diferencias principales entre los materiales compuestos radi- ca en la naturaleza orgánica o inorgánica de la matriz y las fibras.

Orgánicos. Si el material consta de fibras orgánicas conte- nidas en una matriz orgánica, el láser podrá cortarlo sin muchos problemas. Las fibras de Kevlar (aramida) en una matriz epóxi- ca, material compuesto de alto desempeño muy utilizado, se corta fácilmente con láser hasta espesores de 6 m (1/4 pulg). Las secciones más gruesas presentan carbonización excesiva en los bordes del corte.

Materiales organicos-inorganicos. La presencia d e componentes inorgánicos altera la respuesta de los materiales compuestos al calentamiento con láser. Para cortar fibra de vidrio con matriz epóxica, el láser debe fundir el vidrio. Esto requiere mucha más energía que la descomposición de la resina epóxica, y por ello controla la velocidad de procesamiento. El grafito en matriz epóxica es extremadamente difícil de cortar, porque el grafito debe calentarse a 3600°C (6500°F) para que se vaporice. Como el grafito tiene una conductividad térmica bastante buena, la resina epóxica cercana a la zona de corte queda expuesta a temperaturas muy elevadas que la descomponen a una distancia considerable del borde del corte. Por esto, el corte de grafito-epoxy con láser está limitado a secciones relativamente delgadas [1.6 mm (1/16 pulg) o menos].

Materiales inorgánicos. Algunos de los materiales de más alto desempeño disponibles en la actualidad son los compuestos de matriz metálica. La adición de fibras refractarias a una matriz de superaleación produce resistencias tremendas a altas temperaturas, Combinadas con una elevada tenacidad. Desafortunada- mente, las mismas características hacen muy difícil maquinar estos materiales. Los láseres han cortado con éxito varios tipos de compuestos de matriz metálica, y seguramente se usarán cada vez más para este fin. Un efecto que debe controlarse es el retroceso de la matriz fundida del borde del corte, dejando fibras expuestas. El empleo de pulsos de alta energía, como los que producen los láseres de YAG, minimizan el problema.

VARIABLES DEL CORTE CON LASER UN GRAN W E R 0 de variables afecta los resultados del corte con láser. Se pueden dividir en variables relacionadas con el material y variables relacionadas con el láser.

Espesor EL ESPESOR ES la variable mas importante que afecta la forma como un material dado puede cortarse con láser. En general, la velocidad de corte es inversamente proporcional al espesor.

VARIABLES RELACIONADAS CON EL MATERIAL Aca bad0 su perf ici al Y A HEMOS ANALIZADO las variables primarias que hacen a los materiales comportarse de diferente manera. Sin embargo, cual- qiiier material específico puede variar su comportamiento dependiendo de su condición.

EN EL CASO de materiales muy reflejantes, como el aluminio o cobre puros, el acabado superficial puede afectar el acoplamien- to inicial de la energía de láser. Las láminas con superficies muy brillantes tal vez no se corten de manera consistente.



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El acero al carbono a menudo tiene orin o incrustaciones. Estos óxidos interfieren el proceso de corte auxiliado por oxigeno y producen bordes de mala calidad. Uno de los factores que hacen a las placas rodadas en caliente menos idóneas que las rodadas en frio para el corte con láser es la superficie comparativamente más deficiente que suelen tener las primeras.

Las láminas de acero inoxidable y aluminio de acabado fino para fines decorativos con frecuencia tienen cubiertas de papel o plástico para proteger a la superficie de rayones durante la fabricación. Aunque estas capas no tienen un efecto directo apreciable sobre el proceso de corte, pueden causar problemas cuando el gas auxiliar penetra entre ellas y el metal y las levanta. Esta acción puede perjudicar algunos componentes mecánicos como las cabezas enfocadoras.

VARIABLES RELACIONADAS CON EL LÁSER MUCKAS VARIABLES DE corte tienen que ver con el láser mismo. La idoneidad de un láser para el corte es una función de todas estas variables.

Limitaciones de potencia LA MAYOR PARTE de los láseres se caracteriza por su potencia de salida continua máxima. Aunque éste es un parámetro útil, no describe a la máquina por completo. Los láseres que trabajan sólo en el modo continuo se pueden definir bastante bien con una especificación de potencia. Otros pueden producir pulsos con potencias pico elevadas pero generan potencias medias bajas. Los láseres de YAG, que normalmente trabajan en el modo de pulsos, generan sus potencias medias especificadas sólo en condiciones de pulsos especificas.

Algunos materiales, como el acero grueso, requieren potencias continuas elevadas, mientras que otros, como la alúmina, deben cortarse con pulsos cortos de alta energia. Al aumentar la potencia, también aumenta la velocidad de corte para un material especifico.

La capacidad de variar la potencia de un láser mediante control CNC es importante cuando se cortan figuras complejas, ya que muchas veces el sistema de movimiento no puede mantener una velocidad constante para todos los contornos de una pieza.

Modalidad EL RAYO LÁSER ideal para cortar es el modo gaussiano fundamental TE&, ya que es el que puede enfocarse en el punto más pequeño y el que tiene la mayor profundidad de foco (el menor cambio en la densidad de potencia con la distancia) de todos los modos posibles. Los láseres de CO, de no más de 2000 watts de potencia pueden producir rayos que se aproximan mucho al perfil gaussiano.

El método de evaluación del rayo es importante: los láseres que aparentan tener un buen haz según los resultados de la prueba tradicional de quema de acrilico en realidad pueden resultar inestables en una escala de tiempo de milisegundos. Trabajos recientes han demostrado que estas variaciones mo- mentáneas en la modalidad son comunes y pueden afectar Sig- nificativamente la calidad del corte.

La estabilidad del haz y la capacidad de enfoque tienen especial importancia cuando se cortan contornos en láminas delgadas [3.2 mm (O. 125 pulg) o menos] de acero al carbono. Se requiere un rayo estable de bajo nivel para producir acabados superficiales de 800 pmm (32 ppulg) o mejores. En vista de la importancia de este mercado, se ha dedicado una atención considerable a la obtención de tales resultados. Cuando el espesor del material excede la profundidad de foco del sistema láser, la calidad de enfoque del haz tiene un efecto secundario sobre la calidad de los bordes.

Ciclo de trabajo LA MÁS ALTA velocidad (y a menudo la más alta calidad) se logra usando un rayo que está encendido todo el tiempo. Pese a ello, existen muchas situaciones que hacen necesario operar el rayo de pulsos.

Al cortar piezas complejas con un láser de COz, es posible que el sistema de movimiento no pueda mantener las velocidades lineales apropiadas para obtener cortes de buena calidad. La reducción simultánea de la potencia de onda continua (CW) y la velocidad de recomdo ayuda un poco, pero deja de ser eficaz a velocidades inferiores a unos 500 W m i n (20 pulg/min) debido al calentamiento de la pieza de trabajo. La solución de este problema es mantener la potencia de CW y pulsar el rayo para reducir el porcentaje del tiempo que está encendido. Un programa típico seria encender el rayo el 25% del tiempo con una velocidad de repetición de 500 Hz. La velocidad de repeti- ción real depende de la capacidad del láser para generar pulsos bien definidos. No deberá haber emisión láser durante la parte inactiva del ciclo, pues eso calentaría el material y reduciria los beneficios de la operación por pulsos. Los pulsos mínimos deberán tener duración y potencia uniformes.

Ciertos láseres pulsables electrónicamente tienen niveles de “fuego lento” elevados. La comente de fuego lento se aplica para asegurar una respuesta uniforme a la corriente de pulso, y puede producir una salida de onda continua significativa. El corte de materiales delgados con este tipo de rayo produce resultados insatisfactorios. En estos casos los obturadores mecánicos (utilizados con láseres no pulsables) resultan más útiles, ya que producen pulsos muy uniformes y reducen la salida a cero entre un pulso y otro. Las desventajas principales del pulsado mecá- nico son lo limitado de la velocidad de repetición y lo lento de la respuesta a órdenes de modificación del ciclo.

Otro tipo de pulso que se emplea para cortar se conoce como pulsos realzados o superpukado. Esto requiere circuitos diseña- dos para generar un pulso de duración y potencia preestableci- das. Por lo regular, el pulso se repite con frecuencias de 10 a 200 Hz en el caso de láseres de YAG y de 100 a 5000 Hz para los de CO,. Los láseres de YAG generalmente trabajan de este modo, y muchos láseres de CO2 pueden configurarse para que lo hagan. Los láseres de CO, de flujo lento pueden producir potencias de varios múltiplos de su salida de onda continua cuando se operan en modo de pulsos realzados. Los láseres de flujo rápido, debido a lo reducido del volumen del medio, no pueden alcanzar el mismo nivel de realce y pierden efectividad cuando la velocidad de repetición es elevada.

Las operaciones como el grabado de cerámica y el corte de materiales refractarios casi siempre se hace con pulsos realzados. Pulsos cortos y de alta intensidad vaporizan las sustancias



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antes de que tengan tiempo de transmitir el calor por conducción. Esto reduce el volumen de material derretido y minimiza el refundido. La misma técnica produce buenos resultados en materiales compuestos de matriz metálica.

Propagación del rayo LA DISTANCIA FOCAL y el tamaño de punto que se obtienen cuando un lente enfoca un rayo láser son funciones bien definidas de la distancia entre el lente y el láser. Debido a su alta divergencia (el haz se abre rápidamente una vez que sale de la cabeza del láser), los láseres de YAG nonnaimente se colocan a menos de 1.2 m (4 ft) del lente enfocador y se mantienen a esa distancia. El tamaño reducido de la cabeza de los láseres de YAG permite colocarla en un eje móvil para que no haya variaciones significativas en el foco durante el proceso.

Las cabezas de los láseres de CO, son grandes y lo mejor es mantenerlas estacionarias; su baja divergencia pennite propagar el rayo 10 m (30 ft) o más. Puede haber problemas cuando las variables del proceso se ajustan correctamente para una cierta distancia láser-lente y luego cambia dicha distancia, como sucede en los sistemas de rayo móvil. Si la distancia cambia mucho, variará el foco y tal vez se perderá la calidad del proceso.

VARIABLES RELACIONADAS CON EL PROCESO UNA VEZ CONSTRUIDO un sistema láser, muchas de ias variables mencionadas quedan fijas. No obstante, hay muchas variables más que deben controlarse para obtener cortes confiables.

Lente enfocador EL LENTE ENFOCADOR controla el tamaño del punto y la profundidad focal. En el caso de un láser de CO, con diámetro del haz original de 20 mm (0.8 pulg), una distancia focal de 125 Inm ( 5 pulg) produce un punto de 0.25 mm (0.01 pulg) de diámetro y tiene una profundidad focal de 0.5 mm (0.020 pulg). Esto funciona bien con metales de 0.25 a 10 mm (0.010 a 0.38 pulg) de espesor, y por ello es la distancia focal más utilizada en esos sistemas de láser.

En materiales delgados, una distancia focal de 64 min (2.5 pulg) produce mejores resultados porque el punto tiene la mitad del tamaño que el producido con el lente de 125 min (5 pulg). Lo pequeño del punto pennite aumentar la velocidad de recorrido y produce una superficie más tersa y cortes más angostos. Por otro lado, la profundidad focal es de apenas la cuarta parte que la del lente de 125 min y limita la utilidad del lente de 64 inm a materiales con espesores de 3.2 min (1/8 pulg) o menos.

En metales gruesos o materiales orgánicos ocasionalmente se usan lentes de 190 o 250 inin (7.5 o 10 pulg). La profuididad de foco tan larga que ofrecen estos lentes produce cortes más rectos que con los lentes más cortos.

Variables del gas auxiliar CASI TODOS LOS procesos de corte con láser emplean gas aiixi- liar. Las variables relacionadas con el gas tienen un efecto irn- portante sobre los resultados del corte. El oxígeno reacciona con

la mayor parte de los metales y con muchos no metales. El acero al carbono suele cortarse con oxígeno para obtener la superficie y velocidad de proceso óptimas. El plástico de acrílico puede cortarse con oxígeno para alcanzar velocidades de corte muy elevadas.

El aire se emplea para cortar aluminio y alúmina. Como es el gas auxiliar más barato disponible, se utiliza mucho con no metales, donde la composición del gas no es importante.

EI nitrógeno produce buenos resultados con el aluminio, el acero inoxidable y las aleaciones a base de níquel. Es reactivo ante el titanio, por lo que no debe usarse con ese metal. Para obtener bordes limpios en titanio se debe utilizar argón, que es inerte.

Presión del gas auxiliar. El material se elimina del corte gracias a la presión del gas, la cual varía entre casi cero para el acrílico y 120 psi (830 kPa) para los cortes con gas inerte. En general, al aumentar la presiónmejora la efectividad de la acción de limpieza del gas.

Pese a lo anterior, en ciertas aplicaciones la presión del gas auxiliar no puede exceder ciertos límites. Por ejemplo, en el corte de acero al carbono asistido por oxígeno, un exceso de presión provoca la combustión no controlada del material. Las placas gruesas usualmente se cortan a presiones de 10 a 20 psi (70 a 140 ma) medidas en la cabeza de corte.

En materiales orgánicos gruesos, una presión de gas auxiliar elevada genera en el área del corte productos de descomposición incandescentes, los cuales radian energía y ensanchan el corte en la parte media de la cara cortada.

Boquillas de gas auxiliar. La presión del gas en la cabeza del láser se transmite a la pieza de trabajo a través de una boquilla colocada coaxialmente respecto al rayo láser. Para que haya un flujo laminar, la boquilla deberá tener una razón de aspecto (longitud/diáinetro) alta, pero los diseños de este tipo no son compatibles con la óptica de enfoque del rayo, por lo que deben hacerse concesiones.

Los diámetros de las boquillas de corte van desde 0.75 a 3.2 tnm (0.030 a 0.125 pulg). Los tamaños más pequeños se utilizan con materiales delgados. El corte de acero de 6.4 mm (1/4 pulg) con una boquilla de menos de 1.5 min (0.06 pulg) de diá- metro produce resultados deficientes porque el perfil de presión de una boquilla pequeña no se extiende la distancia suficiente desde la línea central del rayo como para limpiar el fondo del corte. Una boquilla demasiado grande para un material dado gasta cantidades excesivas de gas auxiliar.

Los daños a las boquillas afectan considerablemente la calidad de los cortes. Una asimetría en la abertura altera el desem- peño, variando la dirección del corte. No es posible obtener buenos resultados al cortar metal con una boquilla mellada o quemada.

Alejamiento de la boquilla. La distancia entre la boquilla y el trabajo controla la presión en el corte. La relación no es lineal porque casi todos los cortes con láser se hacen a velocidades de flujo supersónicas, y las ondas de choque resultantes producen patrones de presión complejos. De hecho, la presión en la pieza de trabajo puede disminuir al acercar la boquilla. Las distancias de alejamiento típicas son del orden del diámetro de la boquilla, y a menudo es más importante controlar el alejamiento de la boquilla que mantener el foco del rayo.



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Velocidad de recorrido. Una de las razones por las que se usa el corte con láser es que las velocidades de procesamiento son altas. En el corte de contornos, la velocidad de procesamien- to equivale a la velocidad de recorrido. Para un material, espesor y potencia de láser dados, existe un intervalo de velocidades que produce resultados satisfactorios. Por encima de la velocidad máxima, el corte no atraviesa el trabajo o produce demasiada escoria; por debajo de la velocidad mínima, el calor del proceso de corte destruye el borde del trabajo.

En la mayor parte de los materiales, la velocidad del corte con potencia de láser constante es más o menos inversamente proporcional al espesor. Hay un espesor máximo característico, por encima del cual es imposible cortar a cualquier velocidad del recomdo, y existen efectos dinámicos que reducen la eficiencia del proceso a velocidades muy altas.

Con frecuencia es imposible mantener la velocidad lineal que produce los mejores resultados. Por ejemplo, el acero rodado en frío de 16 gage o 1.5 mm (0.060 pulg) debe cortarse a más de 64 mm/s (150 pulg/min) con 500 watts de potencia de CW de un láser de CO,. Sin embargo, las piezas que suelen cortarse con láser son demasiado complejas para que los sistemas de movimiento comunes puedan seguir los contornos a tales velocidades. Por ejemplo, para cortar una esquina es necesario que un eje desacelere hasta cero y el otro acelere hasta la velocidad de corte. Si el movimiento se acelera a 0.1 g (3.2 ft/s2), la mesa deberá recorrer 2 mm (0.080 pulg) antes de alcanzar los 64 mm/s (150 pulglmin). La reducción de la velocidad en la esquina puede hacer que la pieza se queme.

Los sistemas de láser cuentan con varios mecanismos para manejar esto. Uno de ellos consiste en variar la potencia de onda continua (CW) en función de la velocidad. Esto resulta muy efectivo cuando se emplea la relación correcta y el láser responde con rapidez a las órdenes de cambio de potencia. Otro método consiste en conmutar a operación pulsada y cortar a baja velocidad. Aunque esto es más fácil de poner en práctica que el control de potencia, el pulsado tiene la desventaja obvia de alargar el tiempo de procesamiento.

El control del ciclo de trabajo en función de la velocidad puede optimizar la velocidad y la calidad: a velocidad máxima, el láser opera en CW; al reducirse la velocidad en las esquinas o giros de radio pequeño, el láser se pulsa con una velocidad de repetición elevada. El porcentaje del tiempo que el láser está encendido se varía para adecuar10 a la velocidad instantánea. El intervalo de velocidades de recorrido que puede manejar un sistema de ciclo de trabajo variable es mucho más amplio que el que puede manejarse variando la potencia de CW. Con un programa adecuado de ciclo de trabajo contra velocidad es posible lograr la calidad óptima en cualquier geometría.

Características de los cortes SEEMPLEANLASERES para cortar debido a la elevada calidad de los cortes producidos. Los atributos del corte con láser son lo angosto del corte, la tersura del acabado superficial, la limpieza de los bordes y la excelente precisión dimensional.

Ancho del corte. El ancho de los cortes producidos con láseres de CO, varía entre 0.1 y 1.0 mm (0.004 y 0.040 pulg). El objetivo usual es generar los cortes más angostos posibles, ya que así se minimiza la cantidad de material eliminado. Esto tiene

dos ventajas: la absorción de calor se reduce y la precisión aumenta. Los lentes de distancia focal corta, que producen puntos enfocados de diámetro pequeño, sirven para obtener cortes angostos. Al aumentar el espesor del material, el corte tiende a ensancharse. Los cortes angostos en materiales gruesos dificultan la expulsión del material eliminado. El acero al carbono tiende a quemarse a los lados del corte, ensanchándolo aún más.

Aspereza. Una medida de la calidad de un corte es el grado de tersura de la superficie. La capacidad para producir piezas terminadas puede depender en el mantenimiento de una tersura aceptable. Es posible cortar láminas de acero al carbono de 20 gauge o 0.92 mm (0.036 pulg) con una aspereza media Ra de menos de 800 pmm (32 ppulg). Este tipo de acabado es adecuado para casi cualquier fin. Para obtener estos resultados, es preciso optimizar la estabilidad del láser, la suavidad del sistema de movimiento y la rigidez del sistema de aplicación del rayo. Al aumentar el espesor del acero, también aumenta la aspereza del borde cortado. El mejor acabado que puede lograrse en placas de 9.5 mm (3/8 pulg) es del orden de 6.25 micras (250 ppulg) de Ra. El corte con gas inerte, empleado en muchos metales para obtener bordes listos para soldarse, utiliza presiones elevadas para cortar. La turbulencia creada por esta presión aumenta la aspereza superficial a cerca de 1.6 micras (63 ppulg) en material de 1.6 mm (0.063 pulg) de espesor.

Otros materiales tienen características distintas. El plástico de acrílico, que se vaporiza durante el corte, puede tener acabados de 200 pmm (8 ppulg) en secciones de 25 mm (1 pulg) si el flujo de gas auxiliar es lo bastante bajo como para evitar la turbulencia. Los plásticos como el policarbonato, que se descomponen en el rayo, quedan mucho más ásperos. Es difícil producir acabados con menos de 6.25 micras (250 ppulg) de aspereza en policarbonato.

Escoria. El corte de metales con láser y gas auxiliar se efec- túa por la expulsión de material fundido del angosto canal creado por un rayo láser enfocado. En determinadas circunstancias, parte de este material se adhiere al borde inferior del corte, Esta escoria siempre es indeseable y a menudo intolerable. En el caso del acero al carbono, la escoria aparece cuando el foco es incorrecto, cuando la presión del gas es demasiado baja, o cuando la velocidad de recorrido es demasiado alta. Los cortes en acero inoxidable y aluminio casi siempre presentan adherencia de escoria; a menudo se requieren presiones de gas auxiliar muy elevadas para eliminarla, incluso en secciones delgadas. Pueden usarse recubrimientos antisalpicaduras, como el grafito, para reducir la adhesión de material refundido al borde inferior de una lámina cortada con láser.

Precisión dimensional LAPRECISI~NQUE se logra al cortar piezas con láser depende de lo siguiente:

(1) Precisión de la mesa. (2) Capacidad del CNC para seguir los contornos progra-

(3) Estabilidad del rayo láser. mados.



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(4) Distorsión inducida en la pieza de trabajo por el proceso de corte.

Las máquinas que producen piezas con tolerancias reducidas deben limitar la velocidad de recorrido para minimizar los errores de movimiento. Una vez que la mesa y su control logran seguir con exactitud un trayecto programado, se deberá construir un sistema de aplicación del rayo que inhiba las vibraciones y las desviaciones durante el corte. Además, los cambios en la posición del foco o el tamaño del punto enfocado alteran el ancho efectivo del corte, y por ende las dimensiones de la pieza. La pieza de trabajo misma es la última fuente de errores dimensionales. Si la pieza de trabajo se mueve debido a la expansión térmica durante el corte, las piezas que se corten de ella no coincidirán con el contorno seguido por la máquina. Conforme los láseres de corte se aproximen a precisiones de 0.0025 mm (0.0001 pulg), los efectos térmicos se harán más evidentes. Actualmente, la única forma de controlarlos es distorsionar el programa de la pieza en la dirección opuesta.

Preparación para el corte con láser de CO, COMO SE MENCIONÓ anteriormente, es preciso considerar vanos factores antes de poder realizar cortes de calidad consistente.

Alineación. El rayo emitido por el láser pasa por vanos elementos ópticos antes de incidir en el trabajo. La alineación correcta del sistema de aplicación del rayo es indispensable para un funcionamiento apropiado.

Es relativamente fácil alinear un sistema de rayo fijo. En tanto el rayo no se recorte (por incidir en algún objeto opaco, como el costado de un portaespejos) y pase por el centro del lente enfocador y de la boquilla de gas, el sistema estará alineado. Además, los elementos estacionarios de los sistemas de aplica- ción de rayo fijo tienden a mantenerse alineados porque no están sometidos a sacudidas ni vibraciones.

Los sistemas de rayo móvil están alineados cuando no hay cambio en la ubicación del rayo cuando los ejes se mueven dentro de sus intervalos de desplazamiento. Esto normalmente se verifica para cada eje en ambos extremos de su recorrido, y los espejos se ajustan hasta que el rayo permanece en su lugar. Los sistemas de rayo móvil tienden a desalinearse porque tienen muchos espejos, trayectos de rayo largos y piezas móviles.

Los sistemas tipo grúa corrediza se alinean igual que los de rayo móvil. Los ejes rotacionales implican una dificultad adicie na1 porque requieren que el rayo corra paralelo al eje con una tolerancia de 0.2 milirradianes a fin de mantener la alineación de la boquilla cuando el eje gira.

FOCO del rayo. La calidad del corte con láser depende del enfoque del rayo. La relación entre el punto focal y la superficie del trabajo es una de las variables más importantes del proceso.

Determinación del foco. Dada la considerable variación que hay entre lentes con la misma distancia focal nominal, es necesario probar cada uno con el rayo encendido. Existen varias pruebas para el punto focal. Unmétodo consiste en efectuar una

soldadura en posición plana a lo largo de una placa inclinada y medir la distancia entre la boquilla y la parte más angosta de la franja de soldadura. Otro consiste en hacer una serie de cortes en metal delgado al tiempo que se cambia el foco, y encontrar después el corte más angosto. Sea cual sea el método que se utilice, es importante mantener la consistencia para que los datos del proceso tengan continuidad.

Ajuste de la posición del foco. Para el corte de metales en general, el foco debe estar en la superficie del trabajo o ligeramente por debajo de ella. Cuando se corta con gas inerte, la escoria se minimiza si el foco se ubica a mayor profundidad. El foco puede ajustarse con un compás de calibre, calibradores de espesor u órdenes de CNC.

Mantenimiento del foco. Es importante mantener el foco en el mismo lugar durante todo el proceso de corte. Esto resulta fácil en el caso de láminas planas, pero casi todos los matenales tienen alguna deformación. El sistema de corte debe contar con algún mecanismo de control del foco para manejar láminas pandeadas.

El lente enfocador forma parte de la cabeza a presión y existe un límite para la presión que puede aguantar. Un lente estándar de seleniuro de cinc de 28 mm (1.1 pulg) de diámetro y 2.5 mm (O. 1 pulg) de espesor resiste 80 psi (550 Wa). Las presiones más altas, como las que se usan en el corte de metales con gas inerte, requieren lentes más gruesos.

A presiones elevadas, el costo de operar el sistema aumenta debido al mayor consumo de gas. Además, aumenta el peligro de fugas y de daños a los sellos.

Gas auxiliar. La tabla 16.2 muestra las combinaciones de gases auxiliares más utilizadas y los materiales para los que sirven.

Concentricidad. El rayo láser enfocado debe pasar por el centro de la boquilla de gas auxiliar para que el desempeño de corte sea uniforme en todas las direcciones. Todos los sistemas de láser cuentan con algún mecanismo para ajustar la concentricidad, y hay varias marieras de comprobarla. Uno de los métodos más precisos consiste en horadar UM placa delgada [0.75 mm (0.030 pulg)] de acero al tiempo que se observa el material para determinar la dirección en que sale despedido el metal. A con- tinuación se ajusta el lente o la boquilla hasta lograr que el metal expulsado forme una corona uniforme alrededor de la boquilla. Esto ocurrirá cuando el rayo y la boquilla estén concéntricos con un error de menos de 50 pmm (0.002 pdg), que es el orden de exactitud requerido.

LOCALIZACI~N DE PROBLEMAS CONSIDERANDO EL HECHO de que los láseres de dióxido de carbono ya se están utilizando para procesar UM amplia gama de materiales metálicos y no metálicos, a menudo puede ser di- fícil identificar las causas de los cortes de mala calidad. El dete-



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Velocidad de corte incorrecta YA ANALIZAMOS EN secciones anteriores el efecto de la velocidad de corte sobre la calidad para materiales individuales. Es frecuente que la velocidad que produce la calidad óptima sea un tanto más baja que la velocidad máxima, pero si se baja la velocidad por debajo de cierto valor también se reducirá la calidad. Se obtienen resultados consistentes cuando la velocidad óptima se determina empíricamente.

Variaciones relativamente pequeñas en la composición quí- mica de los metales ferrosos pueden producir cambios significativos en la velocidad de corte óptima cuando se corta con oxigeno como gas auxiliar.

En general, la velocidad de corte se relaciona directamente con la potencia del láser y la densidad de potencia en la pieza de trabajo. Si se hace necesario reducir la velocidad de corte por debajo de un valor óptimo previamente determinado, se debe sospechar de una falla relacionada con pérdida de potencia o de densidad de potencia. La pérdida de potencia del láser mismo usualmente puede detectarse por una baja en la lectura de un medidor de potencia interno del láser. También podría haber pérdida de potencia a lo largo del trayecto del rayo entre el láser y el lente enfocador si cualquiera de los espejos se ensucia. Si no han cambiado la potencia del láser ni el material cortado, lo más probable es que la necesidad de reducir la velocidad de corte se deba a una baja en la densidad de potencia al ensancharse el punto enfocado en la superficie del trabajo. El punto ensanchado casi siempre produce un corte más ancho que antes.

Otras posibles causas de una baja en la densidad de potencia serian un acoplador de salida del láser distorsionado y vapores absorbentes orgánicos o inorgánicos en el trayecto del rayo. Algunos de estos vapores son el freón, cloroetileno, disolventes de pinturas y agentes plastificantes de polimeros. Por lo regular basta un pequeño flujo positivo de aire o nitrógeno limpio y seco en un extremo del trayecto del haz entre el láser y el lente enfocador para impedir la entrada a tales vapores.

Gas auxiliar o presión de gas auxiliar incorrectos CUANDO SE CAMBIA el tipo de material cortado, puede ser necesario cambiar también el tipo de gas empleado. Si se intenta cortar materiales inflamables con oxígeno puro existe peligro de incendio. Si se quiere cortar la generalidad de los metales con aire o gas inerte parecerá que se corta sin la suficiente potencia.

También puede observarse un deterioro de la calidad del corte cuando la presión del gas auxiliar se aparta de su nivel óptimo. Un ejemplo se presenta cuando un cilindro de gas se vacía. EI efecto observado seria una mayor acumulación de escoria de óxidos al cortar metales.

Altura de la boquilla incorrecta ALCORTARMETALES, la boquilla debe estar relativamente Cer- ca de la superficie [OS a 2 mm (0.02 a 0.08 pulg)] para asegurar una eliminación óptima de la escoria fundida. Cuando se cortan

materiales en los que no es preciso expulsar productos de corte fundidos, la separación es menos critica. En el caso de plásticos que se ablandan con el calor, como los de acrilico, puede haber un efecto de escarchado en el borde de corte producido por el flujo de gas de la boquilla. Este efecto puede minimizarse aumentando la distancia entre la boquilla y la pieza de trabajo y utilizando un flujo de gas minimo.

Se puede usar una sonda de control de altura para mantener una distancia constante entre la boquilla y la pieza de trabajo. Existen sensores tanto de contacto como de no contacto para detectar las ondulaciones de la pieza de trabajo. Los dispositivos de no contacto, como los sensores capacitivos, son los más apropiados para cortar metales.

Distancia focal del lente o ajuste de foco del haz incorrectos ESTA SITUACIÓN SE presenta con mayor frecuencia después de cambiar un lente.

Si el punto focal está bastante más arriba o abajo de la punta de la boquilla, ésta interceptará parte del rayo y por tanto se calentará mucho. La potencia que llegue a la pieza de trabajo será menor y bajará el rendimiento de corte. Puede haber reflexiones del barreno de la boquilla que causen marcas de quemadura a los lados del corte; esto se nota sobre todo en materiales sensibles a la temperatura, como el papel y los plásticos.

Si el foco está dentro o justo arriba de la punta de ia boquilla, el rayo podrá pasar sin problemas por el orificio, pero estará divergiendo cuando llegue a la superficie de la pieza de trabajo; esto producirá un corte más ancho que lo normal, y la velocidad de corte bajará por la pérdida de densidad de potencia.

Lente defectuoso o sucio SI EL LENTE adquiere defectos o se ensucia, la posición del punto focal cambiará durante las operaciones de corte debido al enfoque térmico. Si esto sucede, su efecto será como el que se describió anteriormente para el caso en que el ajuste del foco del rayo es incorrecto.

Cabe sefialar que también puede haber una reducción en la distancia focal cuando el acoplador de salida del láser presenta enfoque térmico.

Alineación incorrecta el rayo en la cabeza de corte SI, AL SALIR de la boquilla, el rayo Iaser no es concéntrico con respecto al chorro de gas, la acción de corte puede ser asiinétrica. Si el rayo está tail mal alineado que toca la boquilla, ésta puede sobrecaieiitarse.

EI efecto del corte asiinétrico en inetnles es inducir una acción de sobrequemado preferencialmente en un lado del corte, o producir un corte con adherencia asiinétrica de escoria en ia superficie inferior. Cuando hay sobrequemado preferencial, se debe a que el linz está desplazado del centro de la boquilla hacia el lado en que ocurre el quemado.



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Punta de la boquilla dañada ESTO PUEDE OCURRIR cuando óxido fundido cae en la boquilla durante la horadación de metales o cuando se intenta cortar metal con demasiada rapidez.

El efecto es el mismo que cuando el rayo está mal alineado dentro de la boquilla, porque el perfil del chorro de gas se volverá asimétrico debido al daño.

Efecto de la polarización LA POLARIZACI~NDEL rayo láser es importante sobre todo cuando se cortan metales ferrosos y otros metales reactivos con

oxígeno. La luz de láser se puede polarizar de varias formas: linealmente, elípticamente, circularmente o al azar, dependiendo del diseño del láser. Los mejores resultados en el corte de metales asistido por oxígeno se obtienen empleando polarización circular. Las polarizaciones lineal y elíptica no cortan igualmente en todas las direcciones de desplazamiento, y tienden a producir un borde de corte inclinado en ciertas direcciones. La polarización al azar sólo produce cortes aceptables si se mantiene consistentemente aleatoria. Puede hacerse que un láser que emite luz polarizada linealmente corte bien mediante la inserción de dispositivos ópticos (llamados cambiadores de fase opohrizadores circulares) en el trayecto del haz con el fin de convertir la polarización lineal en circular.

INSPECCIÓN Y CONTROL DE CALIDAD

INSPECCIÓN LOS CRITERIOS DE inspección para los cortes con láser dependen en gran medida del material cortado. Tres áreas en las que se debe poner atención al inspeccionar materiales cortados por láser son el aspecto físico, la precisión dimensional y las alteraciones térmicas.

La inspección visual es el primer y muchas veces el único método de inspección en el corte con láser. La superficie cortada se inspecciona visualmente para detectar escoria (metal resolidificado adherido al borde inferior del corte), que usualmente es inaceptable. La aspereza superficial se examina cualitativamente para determinar si el corte es similar a cortes aceptables previos efectuados en el mismo metal. También debe tomarse nota del color del borde metálico cortado.

Algunos metales, como el titanio, los aceros inoxidables y las aleaciones a base de níquel por lo regular se cortan con gas inerte para producir cortes libres de óxido de color plateado brillante. Los cortes libres de óxido son ventajosos cuando el componente cortado se va a soldar posteriormente, o cuando la superficie cortada queda expuesta en el producto final. Se observa el ángulo de las estrías en el corte debido a su relación con la velocidad de corte. Si ésta se acerca a la velocidad máxima, las estrías verticales estarán desviadas en la raíz del corte. Las velocidades de corte más bajas producen estrías perfectamente verticales.

Los no metales, como plásticos, cerámica, madera y materiales compuestos, a menudo se cortan con láser. El aspecto de la superficie cortada en estos materiales varía considerablemente. Los cortes efectuados en las condiciones correctas producen bordes pulidos a fuego en los termoplásticos. Los plásticos termofijos se cortan de modo que se minimicen la carbonización y las manchas. En las cerámicas lo que se procura detectar visualmente por lo regular son grietas debidas a su baja ductilidad y tenacidad.

La precisión dimensional es otro factor de la calidad del corte. Los componentes pueden examinarse con dispositivos de medi-

ción tradicionales, lográndose comúnmente precisiones de ? 25 pmm (0.001 pulg). Un factor que controla la precisión dimensional es el acabado superficial del corte.

La aspereza superficial en metales cortados con láser varía a lo ancho de la cara del corte. Por lo regular, la superficie superior queda más lisa que la inferior; por tanto, las mediciones de aspereza superficial siempre deben hacerse en el mismo

La divergencia o falta de paralelismo es otro valor dimensional que se evalúa en los cortes con láser. El valor mínimo del paralelismo depende del material cortado, y en el caso de lámi- nas de metal se puede mantener entre 5 y 25 minutos angulares.

Las alteraciones térmicas del sustrato pueden tener efectos drásticos sobre la vida útil de los componentes cortados con láser. La inspección para determinar alteraciones térmicas gene ralmente se efectúa destructivamente.

Los metales que se cortan con láser se inspeccionan para determinar el tamaño de la zona afectada por el calor (heat-affected zone, HAZ), la cantidad de metal resolidificado en la superficie del corte (refundido) y la longitud y número de las microgrietas que penetran en el refundido, en la HAZ y en el metal base.

La HAZ en metales cortados con láser vana con la composi- ción y el espesor. El ancho de la HAZ suele estar entre 0.025 y 0.25 mm (0.001 y 0.010 pulg). La HAZ es uniforme a todo lo ancho de la cara del corte. La escoria en la parte inferior del corte puede hacer que la HAZ aumente en la raíz del corte.

El corte de metales con láser produce una fase líquida en el metal, la cual se elimina con un chorro de gas coaxial. Una parte de la fase fundida se adhiere al metal base y se resolidifica en las paredes de la superficie cortada. Este metal resolidificado se conoce como refundido. La profundidad del refundido suele ser de unas cuantas milésimas de pulgada en el corte con láser.

Las microgrietas pueden deberse al aporte.de calor que implica el corte con láser. El proceso puede producir esfuerzos térmicos elevados en el borde cortado que pueden redundar en la nucleación de microgrietas. Estas pequeñas resquebrajaduras

lugar.



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pueden afectar la vida útil del componente cortado si el material tiene baja tenacidad. Algunos metales sufren microgrietas con mayor facilidad que otros. Por ejemplo, las aleaciones de aluminio térmicamente tratables pierden ductilidad a temperaturas elevadas, fenómeno conocido como cortedad caliente. Estos metales son especialmente sensibles a la formación de microgrietas.

Las microgrietas se cuantifican mediante una sección transversal metalográfica para determinar ya sea la longitud máxi- ma de las grietas, la longitud media de las grietas o el número total de grietas. La ubicación de las microgrietas también es pertinente. Si están en la capa de refundido pueden ser aceptables, pero las que se extienden a la HAZ o al metal original probablemente no lo sean. La aceptabilidad del tamaño, número y ubicación de las microgrietas depende de la tenacidad del metal, el servicio para el que está destinado el componente cortado y las especificaciones de la industria.

Las alteraciones térmicas de los no metales pueden ser bené- ficas o perjudiciales. Un corte con láser de un material fibroso en un termoplástico sella el borde, en tanto que los cortes mecá- nicos dejan un borde raido. La deslaminación causada por el corte con láser en otros materiales compuestos puede conducir a una falla prematura.

CALIDAD SEPUEDENPRODUCIR cortes de alta calidad con láser si se siguen los procedimientos correctos. La elevada densidad de energía que se puede alcanzar con este proceso permite separar materia-

les con un minimo de aporte de calor y de alteración de la superficie cortada.

Un factor clave para obtener buena calidad con un minimo de aporte de calor al material es la modalidad del láser, la cual rige la distribución de energia a lo ancho del rayo. La modalidad óptima tiene una distribución gaussiana, que en el caso de los modos de láser se denomina TE%. Un modo gaussiano permite enfocar el rayo láser en un punto de diámetro mínimo para un lente de distancia focal dada. El punto con diámetro mínimo producirá el aporte de calor mínimo y las velocidades de alimen- tación máximas.

La distancia focal del lente también afecta la calidad. Por lo regular, al aumentar el espesor del material, la distancia focal también deberá aumentarse para un rayo de diámetro dado. El lente con mayor distancia focal tendrá mayor profundidad de campo y mantendrá la densidad de potencia adecuada para cortar el material y minimizar la divergencia de las paredes del corte.

La posición focal en el material es importante para mantener resultados consistentes. A menudo ésta es la única variable que se controla en tiempo real mediante técnicas de autoenfocado. Los dos métodos de autoenfocado más comunes son el mecánico y el de sensor capacitivo. El método mecánico se basa en un mecanismo tensado por resorte que se apoya en el material cortado para mantener el foco correcto, y se usa principalmente al cortar láminas planas. El método de sensor capacitivo de emplea en materiales conductores.

La combinación correcta de las variables anteriores produce cortes de excelente calidad en una amplia variedad de materiales.

SEGURIDAD EN EL CORTE CON LÁSER LAS AREAS QUE amentan atención en cuanto a la seguridad en el corte con láser se pueden dividir en las siguientes categorías:

(1) Seguridad general. (2) Fuentes de potencia de alto voltaje. (3) Exposición a la luz directa o reflejada. (4) Vapores de los materiales cortados.

Cada una de estas áreas se tratará por separado en las secciones que siguen. La sección sobre seguridad general se aplica a las demás secciones ya que incluye definiciones y términos que se emplean en toda esta guia.

Las pautas de seguridad para láser se deben inculcar en todas las personas que operen láseres o que trabajen en sus cercanías

SEGURIDAD GENERAL LA NORMA QUE se emplea en Estados Unidos para designar una instalación de láser es ANSI 2136.1 (última edición), uso seguro de láseres. Esta especificación detalla los criterios ininimos que debe satisfacer la construcción de instalaciones y define la ter-

minologia común referente a la seguridad de láseres. Aunque las instalaciones nuevas no deben tener problemas de ninguna clase para cumplir con estos requisitos, no hay que olvidar que las modificaciones que se hagan a las instalaciones existentes tam- bién deberán cumplirlos.

ANSI 2136.1 también define las clasificaciones de riesgo de los láseres. Se definen cuatro clases, pero sólo los láseres de clase IV (“alta potencia”) suelen emplearse para cortar. Sin embargo, algunos sistemas de corte con láser utilizan un láser de helio- neóii (He-Ne) de luz visible de “baja potencia” para la alineación del rayo. Es preciso colocar avisos o señales apropiadas en las áreas que están expuestas a rayos láser. Los lugares en los que estos rayos están expuestos a la atmósfera deben estar encerrados en alguna especie de recinto opaco a la luz. Debe recordarse que un rayo de alta potencia coliinado o no enfocado es más peligroso a distancias grandes que los rayos enfocados, que divergen con mucha mayor rapidez.

Algunos láseres pueden producir bastante ruido, sobre todo si se usan en áreas encerradas. Se recomienda consultar a un espe- cialista en protección auditiva para determinar los métodos apre piados de prevenirse contra el ruido excesivo.



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FUENTES DE POTENCIA DE ALTO VOLTAJE PUESTO QUE LOS láseres manejan voltajes elevados, además de grandes dispositivos de almacenamiento capacitivo, siempre está presente la posibilidad de un choque eléctrico letal. Todas las muertes relacionadas con láseres de que se ha informado han tenido que ver con el alto voltaje presente en el sistema.

Todos los componentes eléctricos deben cumplir con las normas NEMA y con ANSI/NFPA 70 (última edición). Todo el personal que trabaje cerca de los componentes de alto voltaje de un láser deberá estar capacitado en las técnicas de seguridad apropiadas para los sistemas eléctricos. Se deben instalar dispositivos de aterrizaje e interbloqueo apropiados alrededor de todos los componentes de alto voltaje. Deberá haber mecanismos para descargar los condensadores antes de que una persona pueda tener acceso a áreas que contienen componentes con carga eléctrica.

EXPOSICIÓN A LA LUZ DIRECTA O REFLEJADA LA EXPOSICIÓN AL rayo es el peligro más común asociado al corte con láser. Los láseres capaces de cortar materiales de ingeniería también pueden inflingir daños considerables en el cuerpo humano. La exposición a rayos láser puede dañar los ojos, incluyendo quemaduras de la córnea o la retina, o de ambas. Los láseres también pueden causar daños graves a la piel y a los tejidos en áreas desprotegidas del cuerpo.

Existen dos referencias principales en lo tocante a la protec- ción ocular cerca de los láseres: ANSI 287.1 (última edición) sobre protección para los ojos y la cara, y la Guia paru lu selección de protección ocular contra láseres, del Laser Institute of America. Ambas ofrecen recomendaciones para proteger adecuadamente la vista. La preocupación principal al elegir protección ocular para láseres es bloquear la luz de la longitud de onda que se está usando para soldar o cortar. Cuando se utilizan rayos de alta potencia, los láseres tienden a producir plumas de plasma extremadamente brillantes, por lo que hay que usar gafas coloreadas para protegerse de estas fuentes de luz intensa. Los exámenes oculares frecuentes también deben ser parte del programa de protección de la vista para asegurarse de que la protección sea adecuada.

VAPORES DE LOS MATERIALES CORTADOS MUCHOS MATERIALES QUE se cortan con láser emiten vapores, polvos o humos tóxicos. Se ha demostrado con estudios que el corte con láser de polimetihnetacrilato, policloruro de vinilo y Kevlar genera subproductos que contienen compuestos tóxicos y carcinogénicos. Hay que tomar medidas para que el área de ope- ración del láser cuente con la ventilación apropiada. Antes de cortar cualquier material, se debe consultar las hojas de datos de seguridad de materiales para determinar los peligros a la salud que representan y las técnicas de prevención aplicables. También deben estar disponibles extinguidores contra incendio en caso de que el proceso de corte con láser llegue a iniciar un fuego.

CORTE CON CHORRO DE AGUA

INTRODUCCIÓN ELMAQUINADO CON un chorro de agua, conocido también como maquinado hidrodinánzico, corta una amplia variedad de materiales, tanto metales como no metales, empleando un chorro de agua de alta velocidad. El chorro se forma haciendo pasar el agua a alta presión [30,000 a 60,000 psi (207 a 414 MPa)] por un orificio de O. 1 a 0.6 mm (0.004 a 0.024 pulg) de diámetro hecho enun zafiro artificial. La velocidad del chorro va desde 520 hasta 914 m/s (1700 a 3000 ft/s). A estas velocidades y presiones, el agua erosiona con rapidez muchos materiales, actuando como una sierra. La comente de agua, con una velocidad de flujo de 0.4 a 19 L/min (0.1 a 5 galoneslmin) por lo regular se manipula mediante un sistema de robot o de grúa corrediza, pero las piezas de trabajo pequeñas pueden hacerse pasar a mano por un chorro de agua estacionario. El intervalo típico de distancias entre la boquilla y el trabajo es de 0.25 a 25 mm (0.010 a 1.0 pulg), prefiriéndose las distancias inferiores a los 6.4 mm (1/4

Los metales y otros materiales duros se cortan añadiendo un abrasivo pulverizado al chorro de agua. Con este método, llamado maquinado hidroabrasivo o maquinado con chorro abrasivo, las partículas abrasivas (frecuentemente granate) son aceleradas por el agua y realizan la mayor parte de la acción de corte. Se

P U W

requieren tasas de flujo de agua más altas para acelerar las partículas abrasivas.

Los materiales se cortan limpiamente, sin bordes raídos (a menos que la velocidad transversal sea demasiado alta), sin calor, y generalmente con mayor rapidez que con una sierra de banda. Se produce un corte angosto [0.8 a 2.5 mm (0.030 a O. 100 pulg)] y terso. No hay problemas técnicos, de deslaminación o de deformación cuando se aplica correctamente. Tampoco se produce polvo.

HISTORIA LOS ANTIGUOS EGIPCIOS usaban arena combinada con agua para operaciones de mineria y limpieza. Los lijadores de arena de este siglo emplean una corriente a presión [500 psi (3400 Wa)] para limpiar y quitar pintura. En 1968, Franze patent0 la idea de un sistema de corte de chorro de agua a muy alta presión. Su patente para producir un flujo coherente que cortara implicaba la adición de un polímero líquido de cadena larga a la comente de agua para evitar que se disgregara al salir por el orificio de la cámara a presión.

Antes de su aplicación como herramienta de corte en la industria, el agua a alta presión se usó para cortar tanto en silvi-



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cultura como en mineria. En la década de 1970, se desarrolló tecnología de corte con chorro de agua de alta presión [30 O00 a 55 o00 psi (207 a 379 m a ) ] para cortar no metales. EI primer sistema comercial de corte con chorro de agua se vendió en 197 1, para cortar piezas de muebles de bloques de papel laminado que las sierras de banda, las sierras reciprocantes y los ennitadores no podían manejar bien. En 1983 se modificó el proceso por la adición de abrasivos como partículas de silica y granate al chorro para cortar metales, compuestos y otros materiales.

ÁREA DE APLICACIÓN Los SISTEMAS DE chorro de agua y de chorro de agua abrasivo compiten con procesos como las sierras de banda, la cuchilla reciprocante y el corte con flama, plasma y láser. Pueden procesar materiales que sufren daños por el calor de procesos térmicos o que atascan las herramientas de corte mecánicas. En algunos casos, pueden sustituir con efectividad de costos tres operaciones: desbastado, maquinado y eliminación de rebabas de piezas contomeadas.

La gama tan amplia de materiales que se pueden cortar puede apreciarse en la tabla 16.8. Muchas veces se piensa en el maquinado con chorro de agua y abrasivo como un sistema de procesamiento de material en láminas, pero no sólo sirve para esto. Como ejemplos de cortes que ponen a prueba los límites del proceso están el acero al carbono de 190 mm (7.5 pulg) de espesor, aluminio 7075 T-6 de 75 mm (3 pulg) de espesor, grafitolepoxy de 64 mm (2.5 pulg) de espesor con 470 capas, y titanio de 250 mm (10 pulg) de espesor.

USOS Y VENTAJAS LA AMPLIA GAMA de aplicaciones y la ausencia de calor son las principales ventajas del corte con chorro de agua. La versatilidad del proceso queda demostrada por el corte simultáneo de acero al carbono, latón, cobre, aluminio y acero inoxidable que se muestra en la figura 16.9. Los chorros abrasivos son especialmente ventajosos para cortar laminados de diferentes materiales, incluidos emparedados de metales y no metales. Puesto que el chorro abrasivo puede penetrar en casi cualquier material, no se requiere perforado previo para iniciar el corte, y éste puede ser omnidireccional. Se pueden anidar y cortar múltiples figuras,

dependiendo de los límites del sistema de control y del tamaño de la pieza de trabajo. EI ahusamiento del corte generalmente no representa un problema a menos que la velocidad de corte sea demasiado alta, las piezas de trabajo sean demasiado gruesas o se usen boquillas desgastadas. Se requiere muy poca o ninguna eliminación de rebabas, y el proceso se adapta con facilidad al control robótico.

No hay herramientas que se desgasten, aparte del orificio y la boquilla, aunque puede haber algún desgaste del mecanismo de robot. Se generan fuerzas laterales mínimas, lo que simplifica la accesorización.

Las tolerancias dependen del equipo y del material y espesor de la pieza de trabajo, pero pueden ser tan exactas como ? O. 1 mm (I 0.004 pulg) en las dimensiones y $: 50 mm (5 0.002 pulg) en la colocación. Con láser se obtienen tolerancias más estrechas.

Los acabados presentan amplias variaciones. Se ha informado de acabados con chorro de agua abrasiva en componentes aeroespaciales en el intervalo de 63 a 250 ppulg de Ra.

En el corte con chorro de agua simple, el ancho del corte suele ser de O. 13 mm (0.005 pulg) o más; En el corte con chorro de agua abrasiva suele ser de 0.8 mm (0.032 pulg) o más. EI chorro de agua tiende a abrirse al salir de la boquilla, por lo que el corte es más ancho en la parte baja que en la alta. La divergencia del corte puede reducirse agregando al agua polimeros de cadena larga, como el óxido de polietileno, o reduciendo la velocidad de corte.

Con excepción de los sistemas avanzados para aplicaciones aeroespaciales, la mayor parte de los sistemas de chorro de agua y abrasivo controlados por CNC son relativamente fáciles de programar.

LI M ITAC 10 N E S LAS VELOCIDADES DE corte relativamente bajas son la principal limitación del sistema de corte con chorro de agua. En la tabla 16.9 se presentan las velocidades de corte típicas. Otra limita- ción es que debe contarse con un dispositivo para recolectar el líquido del chorro de corte. Los costos de capital iniciales son elevados debido a las bombas y la cámara de presión requeridas para impulsar y dirigir el chorro de agua.

El material cortado debe ser más blando que el abrasivo utilizado. Los metales ductiles muy delgados tienden a sufrir esfuerzos

Tabla 16.8 Velocidades de corte con chorro de aaua para diversos materiales

Material

Plástico ABS Carth Cartón corrugado Tarjeta de circuitos Cuero Plexiglás Hule Alfombra con respaldo de hule Madera

Espesor

P W mm 0.080 2.0 0.055 1.4 0.250 6.4 0.1 03 2.6 0.063 1.6 0.118 3.0 0.050 1.3 0.375 9.5 0.125 3.2

Velocidad de recorrido

pulglmin mmlseg 80 34

240 1 o2 120 51 1 O0 423

3800 1600 35 15

3600 1500 6000 2500

40 17



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Figura 16.9-Corte de diversos metales en pila con chorro abrasivo

de flexión por el chorro abrasivo y presentan rebabas de salida. Los materiales cerámicos cortados con chorro de agua presentan una reducción en la resistencia que tienen recién homeados.

Las boquillas deben reemplazarse cada dos o cuatro horas (o a veces más seguido aún) en los sistemas de chorro de agua con abrasivo. Las particulas desgastan las boquillas de carburo hasta que pierden su circularidad, y el chorro pierde su simetría, haciendo que se deteriore la calidad del corte.

El suministro de agua Óptimo es agua deionizada filtrada para eliminar partículas de hasta 0.5 micras, con el fin de reducir el mantenimiento, pero existen otras opciones de tratamiento del agua. Muchos sistemas operan con éxito empleando agua de la llave pasada por filtros de línea simples, si la dureza del agua no es muy alta. Es necesario disponer adecuadamente del agua

de desecho y de las particulas suspendidas que resultan de la operación de corte.

La vida sin fatiga de los bordes cortados con chorro de agua en estructuras aeroespaciales críticas puede ser menor que la de bordes cizallados crudos si las partículas de abrasivo utilizadas son gruesas (grano 60). La reducción del tamaño de particula a grano 150 incrementa la vida sin fatiga 50% o más, pero esto implica también una reducción en la velocidad de corte.

FUNDAMENTOS EL AGUA DE entrada pasa primero por una bomba elevadora para aumentar su presión a cerca de 190 psi (1300 Wa) y filtrarla. Luego, una bomba intensificadora (una bomba de tipo reciprocante de doble acción de impulso Biidráulico) crea una presión de agua de 30 O00 a 60 O00 psi (207 a 414 MPa) con una velocidad de flujo de hasta 13.3 L/min (3.5 gal/miii). El agua es forzada a pasar por un orificio de zafiro, formando el chorro. La velocidad del chorro depende de la presión del agua.

Para el corte abrasivo, los abrasivos secos se pueden alimentar desde una tolva a una cámara de mezclado, donde el agua acelera las partículas hasta velocidades supersónicas. La suspen- sión a alta velocidad se enfoca y sale por la boquilla en un flujo de 0.5 a 2.3 mm (0.020 a 0.090 pulg) de diámetro. Pueden obtenerse chorros de agua de hasta 80 pmm (0.003 pulg), adecuados para cortar papel. Los chorros abrasivos en general no tienen diámetros inenores que 0.23 r n m (0.009 pulg).

Dependiendo de las propiedades del material por cortar, el corte real es un resultado de la erosión, el cizallamiento o el vencimiento bajo la acción de campos de esfuerzos localizados que cambian rápidamente. El proceso no produce distorsiones térmicas ni mecánicas, aunque en los metales hay un ligero endurecimiento en la superficie del corte. Corriente abajo del corte, el agua o el flujo de agua y abrasivo se recoge en un tanque o colector.

VARIACIONES DEL PROCESO LA PROFUNDIDAD DEL corte y sus caracteristicas superficiales varían con las siguientes variables: (1) presión y diámetro del chorro de agua; (2) tamaño, tipo y velocidad de flujo del material abrasivo; (3) velocidad transversal; (4) ángulo de corte, y (5) número de pasadas.

Si se aumentan la presión y el diámetro del chorro, y se reduce la velocidad transversal, será posible cortar con el chorro de agua piezas de trabajo de mayor espesor y densidad. Al aumentar la velocidad de flujo del agua, el abrasivo, o ambos, y al aumentar el tamafio del abrasivo, aumenta la velocidad de corte de un chorro abrasivo. El empleo de partículas de abrasivo más peque- ñas y velocidades de corte más bajas mejora la calidad del borde en los cortes.

En el corte con chorro abrasivo, un aumento en la presión del agua permite cortar placas de mayor espesor, pues las particulas adquieren mayor velocidad. La presión óptima tiende a permanecer dentro del intervalo de 30 O00 a 45 O00 psi (207 a 310 MPa), ya que las presiones más elevadas implican mayores costos de mantenimiento del equipo con beneficios de poca monta para el proceso. Las partículas de abrasivo finas, por debajo de la malla 150, son relativamente ineficaces; el tamaño



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Tabla 16.9 Velocidades de corte de diversos materiales con chorro de aaua abrasivo

Espesor Velocidad de recorrido Material Pub mm pulg/min mm/seg

Aluminio Aluminio Aluminio Latón latón Bronce Cobre Cobre Plomo Acero al carbono Hierro colado Acero inoxidable Acero inoxidable (304) Acero inoxidable (304) Placa blindada Inconel Inconel 71 8 Titanio Titanio Acero de herramienta Cerámica (99.6% de aluminio) Fibra de vidrio Fibra de vidrio Vidrio Vidrio Grafitolepoxy Grafitolepoxy Kevlar Kevlar Lexano Compuesto con matriz metálica Resina fenóiica Plexiglás Correa de hule

0.125 0.50 0.75 0.1 25 0.425 1 .o 0.063 0.625 2.0 0.75 1.5 0.1 1 .o 4.0 0.75 0.625 1.25 0.025 0.500 0.250 0.025 0.100 0.250 0.250 0.75 0.250 1 .o 0.375 1 .o 0.5 0.125 0.5 ,175 0.300

3.2 12.7 19.0 3.2

10.8 25.4 1.6

15.9 50.8 19.1 38.1 2.5

25.4 1 01.6 19.1 15.9 31.8 0.6

12.7 6.4 0.6 2.5 6.4 6.4

19.1 6.4

25.4 9.5

25.4 12.7 3.2

12.7 4.4 7.6

40 18 5

20 5 1

35 8 8 8 1

25 4 1

10 8 1

60 12 10 6

200 1 O0 1 O0 40 80 15 40 3

12 30 10 50

200

17 8 2 8.5 2 0.5

15 3 3 3 0.5

25 2 0.5 4 3 0.5

25 5 4 2.5

85 42 42 17 34 6

17 1.3 5

13 4

21 05

más efectivo de aplicación general para el corte de metales es la malla 60 u 80. En el caso de cerámicas muy duras, en ocasiones se emplea carburo de boro como abrasivo.

Las velocidades de flujo de abrasivo altas resultan en costos de corte elevados: una velocidad de flujo nominal de 1 kg/inin a 0.24 dólares/kg resulta en un costo por hora de 14.40 dólares, sin incluir los costos de limpieza y manejo posterior. Esto representa una fracción considerable del costo por hora total. Estas velocidades de flujo tan altas también ocasionan un rápido desgaste de las boquillas mezcladoras.

Aunque muchas operaciones se completan con una sola pasada, el corte óptimo de metales gruesos puede requerir varias pasadas a una velocidad transversal óptima. En cada pasada, la distancia de separación será mayor, por lo que se requerirá una velocidad transversal más lenta.

EQUIPO LOS COMPONENTES CLAVES del equipo para un sistema de chorro de agua o de chorro abrasivo son (1) la bomba o intensificador especial de alta presión que se emplea para obtener el chorro de agua, (2) la tubería y el tanque o unidad colectora para disponer del agua, (3) la grUa corrediza, robot u otro sistema de aplica- ción para guiar el chorro de agua y (4) la unidad de boquilla, que fonna el chorro. En el caso de los chorros de agua abrasivos, hay un sistema de alimentación del abrasivo que incluye una tolva, una válvula medidora y una unidad de mezclado, que incorpora las partículas de abrasivo al chorro de agua (véase la figura 16.10).

El equipo puede adquirirse desde componentes individuales hasta ináquinas herramienta acabadas. Los sistemas más com-



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COMBINA CON,AGUA A ALTA PRESION EN LA CÁMARA DE MEZCLADO.

Figura 16.lû-Sistema típico de corte con chorro de agua y abrasivo

plejos, como los robots de 5 ejes, por lo regular se construyen a la medida. En ocasiones, se ha hecho la conversión de máquinas de corte por flama para cortar con chorro de agua.

Consumibles ELPIUNCIPAL COMPONENTE de desgaste dei equipo es el orificio de zafiro y, en sistemas de abrasivo, la boquilla de carburo para el abrasivo. En los sistemas de chorro de agua pura, un zafiro artificial puede durar hasta 200 horas. En los sistemas de abrasivo, las boquillas de carburo duran apenas de dos a cuatro horas. Otros consumibles son el agua, el abrasivo y la electricidad. Las partículas de abrasivo se gastan a razón de O. 1 a 1.4 kg (0.25 lb a 3.0 lb) por minuto.

Equipo accesorio PUEDEUSARSE EQUIPO auxiliar para cargar y descargar las piezas de trabajo, como grúas, robots de grúa corrediza o robots de pedestal. Este equipo para manejo del material no suele formar parte del sistema, robótico o de otro tipo, que impulsa la cabeza de corte por chorro de agua.

Para el corte de contornos en cinco ejes puede ser necesario instalar un dispositivo recolector especial para detener el chorro de agua y disipar su energía.

El agua dura puede requerir un sistema de tratamiento de aguas.

Una operación indispensable es la limpieza periódica de la mesa de agua para retirar las partículas de abrasivo y metal generadas durante el corte.



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APLICACIONES ACTUALMENTEEXISTEN C ~ O S de aplicaciones fabriles insta- ladas en varias docenas de países, incluidos más de 100 robots equipados con chorro de agua. Entre las industrias que emplean la tecnología están la automotriz, aeroespacial y defensa, materiales de construcción, tarjetas de circuitos, talleres de fabrica- ción, fundiciones, alimentos, vidrio, talleres de reparación, mi- nería, equipo para pozos de gas y de petróleo, empaque, papel, hule, astilleros y centros de servicio de aceros. En la figura 16.11 se muestra una hoja de sierra circular de acero cortada por maquinado hidroabrasivo.

Las aplicaciones aeroespaciales incluyen el corte con chorro abrasivo de estructuras compuestas avanzadas, de superaleaciones de titanio, níquel y cobalto, y de metal y fibra de vidrio en pilas. El chorro de agua con abrasivo resulta especialmente útil para cortar materiales compuestos en virtud de que no produce deslaminación ni daños térmicos.

Las fábricas de automóviles y sus proveedores emplean chorros de agua y chorros abrasivos para recortar alfombras, tableros y parachoques de materiales compuestos, forros de puertas y cristales.

Las fundiciones utilizan chorros abrasivos para eliminar arena quemada adherida al exterior de piezas coladas de hierro y para retirar las capas de cerámica de las piezas coladas por investidura. Otras aplicaciones comunes son la eliminación de portillos y aletas.

ASPECTOS ECONÓMICOS SEHAESTIMADO que el costo total de operar un sistema de chorro de agua con abrasivo cuyo costo de capital de inversión fue de 200,000 dólares asciende a 27 dólareshora. Esto incluye mantenimiento, electricidad, aditivo abrasivo y desgaste de boquillas. Los costos de mano de obra serían adicionales.

CONSIDERACIONES DE SEGURIDAD COMO EL CHORRO de agua o el chorro abrasivo pueden cortar con facilidad la came o el hueso, el operador debe protegerse.

El ruido generado durante el corte suele ser del orden de 80 a 95 decibeles, pero puede alcanzar los 120 dB. Los recintos de seguridad provistos para proteger al operador de la operación de corte están diseñados para absorber el sonido, pero se recomienda que el operador utilice protección adicional para los oídos.

El personal de mantenimiento debe estar capacitado para manejar el equipo y las tuberías de agua de alta presión. La instalación de corte debe diseñarse de modo que proteja contra una descarga de agua a alta presión en caso de ruptura de alguno de los tubos. Se utilizan sensores de presión para apagar el sistema cuando se presenta una falla en las tuberías.

Figura 16.1 I-Hoja de sierra de acero cortada por maquinado hidroabrasivo.



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LISTA DE LECTURAS COMPLEMENTARIAS ASM “Nontraditional machining”, en Conference Proceeding.

Editado por Metal Park, Ohio, ASM, diciembre de 1985. American Society of Mechanical Engineers. Proceedings of the

F0urthU.S. Water Jet Conference, agosto de 1987, Berkeley, Nueva York, editado por la American Society of Mechanical Engineers, 1987.

Behringer-Ploskonka, C. A., “Waterjet cutting-a technology afloat on a sea of potential”, en Manufacturing Engineering, noviembre de 1987.

Firestone, R. F. “Lasers and other nonabrasive machining methods for ceramics”, Advanced Ceramics Conference, febrero de 1987, Cincinnati, Oh. y Hubbard Woods, Il: Metals Scien- ce Co., 1987.

Hashih, M., “Abrasive waterjet cutting studies”. Kent Washing- ton: Flow Industries Inc., 1984.

Holland, C. L. “Implemeting abrasive waterjet cutting”. Fabtech Conference, Chicago, II, SME Tech ensayo #MF85-875, Chula Vista, Ca, Rohr Industries, Inc., septiembre de 1985.

Jones, E. P. “Water jet and abrasive water jet and their application in the automotive industry”, presentado en la Tracking Robotic Applications in Automotive Manufacturing Confe-

rence, Detroit, Mi, septiembre de 1986. Kent Washington: Flow Systems, 1986.

Martin, J. M., Assistant Editor. “Using water as a cutting tool”, Americaiz Machinist, abril de 1980.

Schwartz, B. L. “Priciples and applications of water and abrasive jet cutting”, Conferencia.

Slattery, T. J. “Abrasive water jet carves out metalworking niche”, en Machine & Tool blue book, agosto de 1987.

Sprow, E. E., Special Projects Editor. “Cutting composites: three choices for any budget”. Toolirzg and Production, diciembre de 1987.

Steinhauser, J. “Abrasive waterjets: on the cutting edge of technology”, presentado en la Fabtech Conference, Chicago, Il, septiembre de 1985. Kent Washington: Flow Systems, 1985.

Wightman, D. F. “Water jets on the cutting edge of machining”, presentado en la conferencia FMS, Chicago, Il, SME Tech ensayo MS86-171, marzo de 1986. Eímhurst, IL: Ingersoll- Rand Water Jet Cutting Systems, 1986.

. “Hydroabrasive near-net shaping of titanium parts and forgings”, presentado en marzo de 1988 en la Westec ’88 Conference, Los Angeles, Ca. SME Tech ensayo MR88- 14 1.



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SOLDADURA DE PUNTOS, DE COSTURA Y DE

I I

PROYECCION Fundamentos de los procesos 532

~~ ~~~

Equipo 540

Preparación de las superficies 542

Soldadura de resistencia de puntos 543

552 Soldadura de resistencia de costura

Soldadura de proyección 560

Metales soldados 570

Programas de soldadura 573

Calidad de la soldadura 573

Seguridad 578



P. Dent, Presidente Grumman Aerospace Corporation

J. C. Bohr General Motors

R. G. Gasser FerrantVSciaky, Incorporated

J. M. Gerken Lincoln Electric Corporation

D. L. Hallum Bethlehem Steel Corporation

J. W. Lee Textron Lycoming

R. B. McCauley McCauley Associates

D. H. Oris Armco, Incorporated

G. W. Oyler Welding Research Council

W. T. Shieh General Electric Company

K. C. Wu Pertron/Square D. MIEMBRO DEL COMITÉ DEL MANUAL DE SOLDADURA: A. F. Manz A. F. Manz Associates



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SOLDADURA DE PUNTOS, DE COSTURA Y DE PROYECCION FUNDAMENTOS DE LOS PROCESOS

DEFINICIÓN Y DESCRIPCIÓN GENERAL LA SOLDADURA DE puntos, de costura y de proyección son tres procesos de soldadura de resistencia en los que el calor generado por la resistencia que el trabajo opone al paso de la corriente eléctrica genera calor que produce la uilión de los metales en las superficies de empalme. Siempre se aplica una fuerza antes de, durante y después de la aplicación de la corriente, a fin de confinar el área de contacto de la soldadura en las superficies de

empalme y, en algunas aplicaciones, de forjar el metal soldado durante el poscalentamiento. La figura 17.1 ilustra los tres procesos.

En la soldadura de puntos, se produce una pepita de metal de soldadura en el sitio del electrodo, pero es posible crear dos o más pepitas simultáneamente empleando múltiples juegos de electrodos. La soldadura de proyección es similar, excepto que la ubicación de las pepitas la determina una proyección o relieve en una de las superficies de empalme, o la intersección

ELECTRODOS ELECTRODOS O PUNTAS O RUEDAS DE SOLDAR DE SOLDAR

SOLDADURAS DE PROYECCIÓN

ELECTRODOS O TROQUELES

ANTES

DESPUÉS DE SOLDAR

DE SOLDAR (A) SOLDADURA DE PUNTOS (B) SOLDADURA DE JUNTA

(c) SOLDADURA DE PROYECCIÓN

Figura 17.1-Diagramas simplificados de los procesos básicos de soldadura de puntos, de costura y de proyección



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S O L D A D U R A D E P U N T O S , D E C O S T U R A Y D E P R O Y E C C 1 6 N 533

de componentes en el caso de alambres o barras (soldadura de alambre cruzado). Pueden efectuarse dos o más soldaduras de pro- yección simultáneas con un juego de electrodos.

La soldadura de costura es una variación de la soldadura de puntos en la que se produce una serie de pepitas traslapadas para obtener una juntura continua, a prueba de fugas. En general, uno o ambos electrodos son ruedas que giran conforme el trabajo pasa entre ellas. Se puede producir una soldadura de costura con equipo para soldadura de puntos, pero la operación será mucho más lenta.

Se puede producir una serie de soldaduras de puntos individuales con una máquina de soldadura de costura y electrodos de rueda si se ajustan demanera apropiada la velocidad de recorrido y el tiempo entre soldaduras. El movimiento del trabajo puede o no detenerse durante el ciclo de soldadura de puntos. Este procedimiento se conoce como soldadura de punto rodado.

PRINCIPIOS DE FUNCIONAMIENTO LAS OPERACIONES DE soldadura de puntos, de costura y de proyección implican la aplicación coordinada de comente eléc- trica y presión mecánica con las magnitudes y duraciones adecuadas. La comente de soldadura debe pasar entre los electrodos atravesando el trabajo. Su continuidad se asegura mediante fuerzas aplicadas a los electrodos, o por proyecciones moldeadas para proveer la densidad de comente y presión necesarias. La secuencia de operación debe, en primer lugar, generar suficiente calor para llevar un volumen confinado del metal al estado fundido. En seguida, se permite que este metal se enfríe bajo presión hasta que tenga la fuerza suficiente para mantener unidas las piezas. La densidad de comente y la presión deben ser suficientes para formar una pepita, pero no tan altas que el metal fundido sea expulsado de la zona de soldadura. La duración de la comente debe ser lo bastante corta como para evitar un calentamiento excesivo de las caras de los electrodos, pues semejante calentamiento podría pegar los electrodos al trabajo y reducir considerablemente su vida útil.

El calor requerido para estos procesos de soldadura de resistencia se produce por la resistencia que oponen las piezas de trabajo al paso de una corriente eléctrica por el material. Debido a lo relativamente corto del trayecto de la comente eléctrica en el material y a lo limitado del tiempo de soldadura, se requieren comentes relativamente altas para generar el calor necesario para la soldadura.

Generación de calor EN UN CONDUCTOR eléctrico, la cantidad de calor generado depende de tres factores: (I) el amperaje, (2) la resistencia del conductor (incluyendo la resistencia del material a soldar) y (3) la duración de la comente. Estos tres factores afectan el calor generado en la forma expresada por la fórmula

Q = 12Rt

donde: Q = I = R = t =

calor generado, joules comente, amperes resistencia del trabajo, ohms duración de la corriente, segundos

(17.1)

El calor generado es proporcional al cuadrado de la comente de soldadura y directamente proporcional a la resistencia y al tiempo. Una parte del calor generado sirve para efectuar la soldadura y otra parte se cede al metal circundante.

La comente requerida para producir una soldadura dada es aproximadamente inversamente proporcional a la raíz cuadrada del tiempo. Así pues, si el tiempo es extremadamente corto, la comente requerida será muy alta. Una combinación de comente elevada y tiempo insuficiente puede dar pie a una distribución indeseable de calor en la zona de soldadura, produciendo una fusión excesiva de la superficie y un rápido deterioro de los electrodos.

El circuito secundario de una máquina de soldadura de resistencia y el trabajo soldado constituyen una serie de resistencias. L a resistencia total del trayecto de comente afecta la magnitud de la comente. La comente será la misma en todo el circuito, independientemente de la resistencia instantánea en cualquier punto del circuito, pero el calor generado en un punto dado del circuito es directamente proporcional a la resistencia en ese punto.

Una característica importante de la soldadura de resistencia es la rapidez con que puede producirse el calor para la soldadura. En la figura 17.2 se ilustra la distribución de temperatura en el trabajo y los electrodos, en el caso de la soldadura de puntos, de costura y de proyección. De hecho, en una soldadura hay por lo menos siete resistencias conectadas en serie que determinan la distribución de temperatura. En el caso de una unión de dos espesores, son las siguientes:

(1) 1 y 7, la resistencia eléctrica del material del electrodo. (2) 2 y 6, la resistencia de contacto entre el electrodo y el

metal base. La magnitud de esta resistencia depende de la condición superficial del metal base y del electrodo, del tamaño y el contorno de la cara del electrodo, y de la fuerza del electrodo. (La resistencia es aproximadamente inversamente proporcional a la fuerza de contacto.) Este es unpunto de considerable generación de calor, pero la superficie del metal base no alcanza su temperatura de fusión durante el paso de la comente debido a la elevada conductividad térmica de los electrodos (1 y 7) y al hecho de que por lo regular están enfriados por agua.

(3) 3 y 5 , la resistencia total del metal base mismo, que es directamente proporcional a su resistividad y espesor, e inversamente proporcional al área de sección transversal del trayecto de comente.

(4) 4, la resistencia de las caras internas del metal base en el punto donde se formará la soldadura. Este es el punto de mayor resistencia y, por tanto, el punto donde se genera más calor. Puesto que también se genera calor en los puntos 2 y 6, el calor generado en las caras internas 4 no tiende a fugarse a los electrodos.

En todos estos puntos se genera calor, no sólo en las caras internas de los metales base. El flujo de calor desde las caras internas de los metales base, o hacia ella, está regido por el gradiente de temperatura establecido por el calentamiento por resistencia de los diversos componentes del circuito. Esto a su vez promueve o retarda la creación del calor de soldadura localizado que se requiere.

En cada uno de los siete lugares indicados en la figura 17.2 se genera calor en proporción a la resistencia de cada uno. Sin embargo, el calor de soldadura sólo se requiere en las caras



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534 S O L D A D U R A D E P U N T O S , D E C O S T U R A Y D E P R O Y E C C I O N

RESISTENCIA MECÁNICA TEMPERATURA

Figura 17.2-Gráficas de resistencia mecánica y temperatura en términos de la posición dentro del circuito diagramado

internas de los metales base, y el calor generado en todos los demás sitios se debe reducir al mínimo. Puesto que la resistencia más alta está en 4, el calor aparece con mayor rapidez en ese lugar. Los puntos que le siguen en resistencia son 2 y 6. La temperatura también se eleva rápidamente en estos puntos, pero no tanto como en 4. Después de transcurrido cerca del 20% del tiempo de soldadura, el gradiente de calor probablemente se ajuste al pefiil que se muestra en la figura 17.2. El calor generado en 2 y 6 se disipa rápidamente hacia los electrodos adyacentes 1 y 7, enfriados por agua. El calor en 4 se disipa con mucha mayor lentitud hacia el metal base. Por tanto, mientras la comente de soldadura continúe, la velocidad de elevación de la temperatura en el plano 4 será mucho más rápida que en 2 y 6. La temperatura de soldadura se indica en el diagrama de la derecha de la figura 17.2 con el número de puntos dentro del dibujo que conducen a la curva correspondiente.

En una soldadura bien controlada, la temperatura de soldado se alcanzará primero en numerosos contactos puntuales de las caras internas, que se fundirán y en poco tiempo crecerán formando una pepita.

Los factores que afectan la cantidad de calor generado en la unión por una corriente dada para una unidad de tiempo de soldadura son (1) las resistencias eléctricas dentro del metal soldado y los electrodos, (2) las resistencias de contacto entre las piezas de trabajo y entre los electrodos y las piezas de trabajo y (3) la pérdida de calor hacia los electrodos y las piezas de trabajo.

Efecto de la corriente de Soldadura. En la fórmula Q =

ZzRt, la comente tiene un efecto más grande sobre la generación de calor que la resistencia o que el tiempo; por tanto, es una variable importante que debe controlarse. Dos factores que causan variaciones en la corriente de soldadura son las fluctuaciones en el voltaje de línea y las variaciones en la impedancia del circuito secundario en las máquinas de Ca. Las variaciones de la impedancia se deben a cambios en la geometría del circuito o a la introducción de masas variables de metales magnéticos en el lazo secundario de la máquina. Las máquinas de comente

continua no son afectadas significativamente por la presencia de metales magnéticos en el lazo secundario ni por la geometría del circuito.

Además de las variaciones en la magnitud de la comente de soldadura, la densidad de comente puede variar en las caras internas de soldado. Esto puede deberse a la desviación de la comente por soldaduras anteriores y puntos de contacto distintos del punto de soldadura. Un aumento en el área de la cara de los electrodos, o del tamaño de las proyecciones en el caso de la soldadura de proyección, reducirá la densidad de corriente y el calor de soldadura. Esto puede causar un decremento significativo de la resistencia mecánica de la soldadura.

Se requiere una densidad de corriente minima durante un tiempo finito para producir fusión en la cara interna. Es preciso generar suficiente calor para vencer las pérdidas hacia el metal base adyacente y los electrodos.

EI tamaño de la pepita de soldadura y su resistencia mecánica aumentan rápidamente al aumentar la densidad de corriente. Una densidad de corriente excesiva causará la expulsión de metal fundido (produciendo huecos internos), agrietamiento de la soldadura y menor resistencia mecánica. En la figura 17.3 se muestran las variaciones típicas de la resistencia mecánica al cizallamiento de soldaduras de puntos en términos de la magnitud de la corriente. En el caso de soldaduras de puntos y de costura, un exceso de comente sobrecalentará el metal base, producirá depresiones profundas en las piezas y provocará el sobrecalentamiento y rápido deterioro de los electrodos.

Efecto del tiempo de soldadura. La velocidad de gene- ración de calor debe ser tal que se produzcan soldaduras con la resistencia mecánica adecuada sin un calentamiento excesivo ni deterioro rápido de los electrodos. El calor total generado es proporcional al tiempo de soldadura. En esencia, el calor se pierde por conducción hacia el metal base circundante y los electrodos; una cantidad muy pequeña se pierde por radiación. Estas pérdidas aumentan al aumentar el tiempo de soldadura y la temperatura del metal, pero básicamente no se pueden controlar.



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LA EXPULSIÓN

1 I I I I I I CORRIENTE -

t I I

Figura 17.3-Efecto de la corriente de soldadura sobre la resistencia mecánica al cizallamiento de la

soldadura de puntos

TIEMPO DE SOLDADURA

Durante una operación de soldadura de puntos, se requiere un cierto tiempo mínimo para alcanzar la temperatura de fusión con una densidad de comente adecuada. Si se sigue aplicando corriente, la temperatura del plano 4 en la pepita de soldadura excederá por mucho la temperatura de fusión, y es posible que la presión interna expulse metal fundido de la unión. También puede haber expulsión de gases generados o de vapor metálico, junto con diminutas partículas de metal. Si las superficies del trabajo tienen incrustaciones o pequeñas depresiones, tam- bién pueden salir despedidos gases y partículas de los planos 2 y 6.

Un tiempo de soldadura demasiado largo surtirá el mismo efecto sobre el metal base y los electrodos que un amperaje excesivo. Además, la zona térmicamente afectada de la soldadura se extenderá a mayor distancia en el metal base.

En la mayor parte de los casos, las pérdidas de calor en un punto dado durante un intervalo de soldadura prolongado serán iguales que el aporte de calor; las temperaturas se estabilizarán. En la figura 17.4 se muestra un ejemplo de la relación entre el tiempo de soldadura y la resistencia mecánica al cizallamiento de la soldadura de puntos, suponiendo que todas las demás condiciones se mantienen constantes.

Hasta cierto punto, el tiempo de soldadura y el amperaje pueden ser complementarios. El calor total puede variarse ajustando ya sea el amperaje o el tiempo de soldadura. La transferencia de calor es función del tiempo y el desarrollo de una pepita del tamaño adecuado requiere un tiempo m’nimo, independiente del amperaje.

Al soldar con puntos placas gruesas, lo m á s común es aplicar la comente de soldadura en varios pulsos relativamente breves sin dejar de ejercer fuerza con los electrodos. El objetivo de pulsar la comente es hacer que se acumule gradualmente calor en la zona entre las piezas de trabajo. El amperaje requerido para soldar puede fundir rápidamente el metal si la duración de los pulsos es demasiado larga, produciendo explosiones.

Figura 17.4-Resistencia mecánica a la tensión de corte en términos del tiempo de soldadura

Efecto de la presión de soldadura. La resistencia R en la fórmula del calor cambia con la presión de soldadura debido al efecto de ésta sobre la resistencia de contacto en la zona entre las piezas de trabajo. La presión de soldadura se produce por la fuerza que los electrodos ejercen sobre la unión. Se considera que esta fuerza es la fuerza dinámica neta de los electrodos contra el trabajo, y es la presión resultante de esta fuerza la que afecta la resistencia de contacto.

Las piezas que se van a soldar por puntos, costura o proyec- ción se deben prensar fuertemente con abrazaderas en el sitio de la soldadura para que pueda pasar la corriente. Si todos !?s de- más factores son iguales, al aumentar la fuerza de los electrodos o la presión de soldadura, el amperaje también aumentará hasta algún valor límite. Por otro lado, el efecto sobre el calor total generado puede ser el opuesto. Al aumentar la presión, la resistencia de contacto y el calor generado en la interfaz disminuirán. Para incrementar el calor hasta el nivel previo, es preciso aumentar el amperaje o el tiempo de soldadura para compensar la reducción en la resistencia eléctrica.

Las superficies de los componentes mecánicos, a escala microscópica, son una serie de picos y valles. Cuando se someten a presiones leves, el contacto metal-metal real ocurrirá sólo en los picos que se toquen, lo cual representa un porcentaje pequeño del área. La resistencia de contacto será alta. Al aumentar la presión, los puntos altos se aplastan y el área real de contacto metal-metal aumenta, reduciendo la resistencia de contacto. En la mayor parte de las aplicaciones, el material del electrodo es más suave que las piezas de trabajo; por ende, la aplicación de una fuerza de electrodo apropiada producirá un mejor contacto en las zonas electrodo-trabajo que en la zona entre las piezas de trabajo.



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Influencia de los electrodos. Los electrodos desempeñan un papel vital en la generación de calor porque conducen la comente de soldadura al trabajo. En el caso de la soldadura de puntos y de contacto, el área de contacto de los electrodos controla en gran medida la densidad de la comente de soldadura y el tamaño de la soldadura resultante. Los electrodos deben tener buena conductividad térmica, pero también deben tener la resistencia mecánica y dureza adecuadas para resistir la defor- mación causada por la aplicación repetida de una fuerza de electrodo elevada. La deformación o “aplastamiento” de la cara de los electrodos incrementa el área de contacto y reduce tanto la densidad de comente como la presión de soldadura. La calidad de la soldadura se deteriorará al irse deformando las puntas; por ello, es preciso rectificar o reemplazar los electrodos cada cierto tiempo con el fin de mantener una generación de calor adecuada para obtener soldaduras con propiedades satisfactorias.

Cuando los electrodos no compensan con rapidez una reduc- ción repentina en el espesor total del trabajo, habrá una dismi- nución momentánea de la presión. Si esto sucede mientras está pasando comente de soldadura, la resistencia de contacto en las zonas 2,4 y 6, y la velocidad de generación de calor, aumentarán. Una velocidad de calentamiento excesiva en las tres superficies de contacto tenderá a producir sobrecalentamiento y la expulsión violenta de metal fundido. El metal fundido se retiene en cada zona interna gracias a un anillo de metal no fundido que rodea a la pepita de soldadura. Una reducción momentánea en la fuerza de los electrodos permite a la presión interna del metal romper este anillo circundante, y es posible que se produzcan huecos internos o una depresión excesiva causada por el electrodo. Las propiedades de la soldadura pueden caer por debajo de los niveles aceptables, y el desgaste de electrodos será mayor que lo normal.

Influencia de la condición de la superficie. La condi- ción de las superficies de las piezas influye en la generación de calor porque los óxidos, impurezas, aceites y otras sustancias ajenas en las superfices afectan la resistencia de contacto. Las soldaduras con propiedades más uniformes se obtienen cuando las superficies están limpias.

La soldadura de piezas con una capa no uniforme de óxido, incrustaciones u otras sustancias ajenas en la superficie produce variaciones en la resistencia de contacto y, por tanto, inconsis- tencias en la generación de calor. Además, las incrustaciones gruesas en las superficies del trabajo pueden penetrar en las caras de los electrodos, haciendo que se deterioren rápidamente. El aceite y la grasa retienen suciedad que también contribuye al deterioro de los electrodos.

Influencia de la composición del metal. La resistividad eléctrica de un metal influye directamente sobre el calentainien- to resistivo durante la soldadura. En metales de alta conductividad como la plata y el cobre, se desarrolla poco calor incluso con densidades de comente elevadas. El escaso calor generado se transmite rápidamente al trabajo circundante y a los electrodos.

La composición de un metal determina su calor específico, temperatura de fusión, calor latente de fusión y conductividad térmica. Estas propiedades controlan la cantidad de calor requerida para fundir el metal y producir una soldadura. Pese a ello, las cantidades de calor necesarias para llevar masas unitarias de la mayor parte de los metales comerciales a sus temperaturas de fusión son muy parecidas. Por ejemplo, el acero inoxidable y el

aluminio requieren la misma cantidad de joules por gramo (btu/lb) para alcanzar la temperatura de fusión, a pesar de que difieren mucho en sus características de soldadura por puntos. Por tanto, las conductividades eléctrica y térmica se convierten en factores dominantes. Las conductividades del aluminio son unas diez veces mayores que las del acero inoxidable, así que la pérdida de calor hacia los electrodos y el metal circundante es mayor en el caso del aluminio. Por ello, la comente de soldadura para el aluminio debe ser bastante mayor que para el acero inoxidable.

Balance calorífico EL EQUILIBRIO DE calor ocurre cuando las profundidades de fusión (penetración) en ambas piezas de trabajo son aproximadamente iguales. La mayor parte de las aplicaciones de soldadura de puntos y costura se limitan a soldar espesores iguales del mismo metal, con electrodos de la misma aleación, forma y tamaño. En estos casos el balance calorífico es automático; sin embargo, enmuchas aplicaciones el calor generado en las piezas no está equilibrado.

EI balance calorífico puede ser afectado por lo siguiente:

(1) Las conductividades eléctrica y térmica relativas de los

(2) La geometria relativa de las piezas en la unión. (3) Las conductividades térmica y eléctrica de los electrodos. (4) La geometría de los electrodos.

metales que se van a unir.

EI calentamiento será desequilibrado cuando la composi- ción, el espesor, o ambas cosas, de las piezas por soldar sean significativamente distintos. En muchos casos el desequilibrio puede minimizarse con el diseño de las piezas, el material y di- seño de los electrodos o la ubicación de la proyección (en el caso de la soldadura de proyección). El balance calorífico también puede mejorarse empleando el tiempo de soldadura más breve y la comente más baja que produzcan soldaduras aceptables.

Disipación de calor DURANTE LA SOLDADUFU hay pérdida de calor por conducción hacia el metal base adyacente y los electrodos, como se muestra en la figura 17.5. Esta disipación de calor continúa con diferentes velocidades durante la aplicación de la comente y después, hasta que la soldadura se ha enfriado a temperatura ambiente. La disipación puede dividirse en dos fases: (1) durante la aplicación de la corriente y ( 2 ) después de interrumpida la comente. El grado de disipación en la primera fase depende de la composi- ción y la masa de las piezas de trabajo, dei tiempo de soldadura y de los mecanismos de enfriamiento externos. El diseño determina la composición y la masa de las piezas de trabajo. Ei enfriamiento extemo depende de la instalación de soldadura y del ciclo de soldadura.

El calor generado por un amperaje dado es inversamente proporcional a la conductividad eléctrica dei metal base. La conductividad térmica y la temperatura del metal base determinan la velocidad con la que el calor se disipa de ia zona de soldadura.’ En la mayor parte de los casos, las conductividades

1. EI flujo de calor en la soldadura se analiza en Welding Handbook, vol. 1, $a. ed.



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ELECTRODO DE ALEACIÓN DE COBRE ENFRIADO POR AGUA

ELECTRODO DE ALEACIÓN DE COBRE ENFRIADO POR AGUA

Figura 17.5-Disipación de calor hacia el metal base circundante y los electrodos durante la soldadura de

resistencia

térmica y eléctrica de un metal son similares. En los metales de alta conductividad, como el cobre o la plata, se requiere un amperaje elevado para producir una soldadura y compensar la rápida disipación de calor hacia el metal base adyacente y los electrodos. La soldadura de puntos, costura o proyección de tales metales es muy dificil.

Si los electrodos permanecen en contacto con el trabajo después de interrumpirse la corriente de soldadura, enfrían rápi- damente la pepita de soldadura. La velocidad de disipación del calor hacia el metal base circundante disminuye al aumentar el tiempo de soldadura porque se habrá calentado un volumen más grande del metal base. Esto reduce el gradiente de temperatura entre el metal base y la pepita de soldadura. En el caso de láminas gruesas de metal que generalmente requieren tiempos de soldadura largos, la velocidad de enfriamiento será más lenta que cuando se sueldan láminas delgadas o se emplean tiempos de soldadura cortos.

Si los electrodos se retiran de la soldadura con demasiada rapidez después de apagar la comente, puede haber problemas. En el caso de láminas delgadas, este procedimiento puede dar lugar a deformaciones excesivas. Si las láminas son gruesas, se requiere tiempo suficiente para enfriar y solidificar la pepita de soldadura de gran tamaño mientras se mantiene la presión. Por tanto, es mejor, en general, dejar los electrodos en contacto con el trabajo hasta que la soldadura se enfríe a una temperatura en la que tenga la resistencia mecánica suficiente para aguantar cualquier carga a la que sea sometida cuando se libere la presión.

El tiempo de enfriamiento para una pepita de soldadura de juntura es corto cuando los electrodos giran continuamente; por

tanto, la soldadura normalmente se realiza con agua fluyendo sobre las piezas de trabajo para disipar el calor lo más rápida- mente posible.

No siempre es conveniente enfriar la zona de soldadura con rapidez. En el caso de aceros de aleación endurecibles por templado, suele ser mejor retraer los electrodos tan pronto como sea posible para minimizar la disipación de calor por ellos, retardan- do así el enfriamiento de la soldadura.

CICLO DE SOLDADURA EL CICLO PARA la soldadura de puntos, costura y proyección consiste básicamente en cuatro fases:

(1) Tiempo de compresión-el intervalo de tiempo entre el arranque del cronómetro y la primera aplicación de comente; este lapso es para asegurar que los electrodos hagan contacto con el trabajo y ejerzan la fuerza máxima antes de aplicar la comente de soldadura.

(2) Tiempo de soldadura - el tiempo durante el cual se aplica corriente de soldadura al trabajo cuando la soldadura es de un

(3) Tiempo de retención-el tiempo durante el cual se mantiene la fuerza aplicada al trabajo después del término del último impulso de comente; durante este tiempo, la pepita de soldadura se solidifica y enfría hasta adquirir suficiente resistencia mecánica.

(4) Tiempo inactivo - el tiempo durante el cual los electrodos se despegan del trabajo y éste se desplaza hasta la siguiente posición de soldadura; este término generalmente se aplica cuando el ciclo de soldadura es repetitivo.

solo impulso.

En la figura 17.6 se muestra un ciclo de soldadura básico. Se puede agregar una o más de las siguientes características a este ciclo básico para mejorar las propiedades físicas y mecánicas de la zona de soldadura:

(1) Fuerza de precompresión para asentar los electrodos

(2) Precalentamiento para reducir el gradiente térmico en el

(3) Fuerza de forjado para consolidar la pepita de soldadura. (4) Tiempos de enfriamiento y templado para producir sol-

daduras con la resistencia mecánica deseada en aceros de alea- ción endurecibles.

(5) Poscalentamiento para refinar el tamaño de grano de la soldadura en aceros.

(6) Decaimiento de corriente para retardar el enfriamiento en aluminio.

contra las piezas de trabajo.

metal al inicio del tiempo de soldadura.

En algunas aplicaciones, la comente de soldadura se alimenta intermitentemente durante un intervalo de soldadura; está en- cendida durante el tiempo de calentamiento y se interrumpe durante el tiempo de enfriamiento. La figura 17.7 muestra la secuencia de operaciones en un ciclo de soldadura más complejo

CORRIENTE DE SOLDADURA SE UTILIZA TANTO CORRIENTE alterna (ac) como comente continua (cc) para producir soldaduras de puntos, costura y proyec- ción. La máquina de soldar transfonna la potencia de la linea a



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CICLO DE SOLDADURA I L

Figura 17.6-Ciclo de soldadura básico de un solo impulso para soldadura de puntos y de proyección

potencia de soldadura de bajo voltaje y alto amperaje. Algunas aplicaciones emplean ca monofásica con la misma frecuencia que la línea de alimentación, por lo regular 60 Hz. La comente continua se emplea en aplicaciones que requieren un amperaje elevado porque la carga puede equilibrarse en una línea de potencia trifásica. Su empleo también reduce las pérdidas de potencia en el circuito secundario. La comente continua puede ser práctica- mente constante durante un periodo medido o adoptar la forma de un pulso de pico pronunciado. fista última normalmente se produce a partir de energía eléctrica almacenada.

Programación de la corriente EN LAS MAQUINAS de energia continua, la velocidad de ascen- so y caída de la comente se puede programar. El periodo de ele- vación de la comente suele recibir el nombre de tiempo de pendiente positiva, y el periodo de caída de la comente, tiempo de pendiente negativa (véase figura 17.7). Estas funciones están disponibles en máquinas equipadas con sistemas de control electrónico.

La pendiente positiva generalmente sirve para evitar un sobrecalentamiento y expulsión de metal al principio del tiempo de soldadura, cuando ia resistencia de la zona interna de contacto del metal base es alta. La pendiente negativa sirve para controlar la solidificaciónde la pepita de soldadura y evitar el agrietamien- to en el caso de metales endurecibles por templado o sujetos a rasgamiento en caliente.

Antes de la soldadura, el metal base puede precalentarse con una comente baja. Después de la formación de la pepita de soldadura, la comente puede reducirse a un nivel menor para el poscalentamiento de la zona de soldadura. Esto puede ser parte del intervalo de soldadura, como se muestra en la figura 17.7, o una aplicación posterior de comente después de un periodo de enfriamiento.

TIEMPO DE SOLDADURA EL TEMPO DE aplicación de la comente, o tiempo de soldadura cuando la potencia no es energía almacenada, se controla mediante mecanismos electrónicos, mecánicos, manuales o neumá- ticos. Los tiempos normalmente van desde medio ciclo (1/120 s) para láminas muy delgadas hasta varios segundos para placas gruesas. En las máquinas de energía almacenada del tipo de condensador o magnéticas, el tiempo de soldadura lo determina la constante eléctrica del sistema.

Soldadura de un solo impulso EL EMPLEO DE una aplicación continua de comente para producir una soldadura individual se denomina soldadura de un solo impulso (véase figura 17.6). EI periodo puede incluir pendiente positiva o negativa de comente.

Soldadura de múltiples impulsos LA SOLDADURA DE multiples impulsos consiste en dos o más pulsos de comente separados por un tiempo de enfriado preestablecido (véase figura 17.7). Esta secuencia sirve para controlar la velocidad de calentamiento en la zona interna de contacto durante la soldadura de puntos de láminas de acero relativamente gruesas.

FUERZA DE LOS ELECTRODOS EL CIERRE DEL circuito eléctrico a través de los electrodos y el trabajo se asegura mediante la aplicación de una fuerza con los electrodos. Esta fuerza se produce con dispositivos hidráuli- cos, neumáticos, magnéticos o mecánicos. La presión ejercida en la interfaz depende del área de las caras de los electrodos que



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EL RETRASO DE FORJADO PUEDE INICIARSE EN ALGUN OTRO PUNTO DEL CICLO DE SOLDADURA

FUERZA DE FORJADO y---

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CORRIENTE DE SOLDADURA

PENDIENTE NEGATIVA

SOLDADURA

INTERVALO INTERVALO DE INTERVALO - - -~ PRESOLDADURA I SOLDADURA POSTSOLDADURA

CICLO DE SOLDADURA 1 -

Figura 17.7-Ciclo de soldadura ampliado que incluye: tiempo de precalentamiento, tiempo de pendiente positiva, tiempo de pendiente negativa, tiempo de enfriamiento, tiempo de templado y fuerza de forjado

está en contacto con las piezas de trabajo. Las funciones de esta fuerza o presión son (1) establecer un contacto íntimo entre las diversas caras internas, (2) reducir la resistencia de contacto inicial en las caras internas, (3) suprimir la expulsión de metal fundido de la unión y (4) consolidar la pepita de soldadura.

Las fuerzas pueden aplicme durante el ciclo de soldadura como sigue:

(1) Una fuerza de soldadura constante.

(2) Fuerzas de precompresión y soldadura - un nivel inicial alto para reducir la resistencia de contacto inicial y poner las piezas en contacto intimo, seguido de un nivel menor para soldar. (3) Fuerzas de precompresión, soldadura y forjado - los dos

primeros niveles son como los descritos en (2), seguidos por una fuerza de forjado cerca del final del tiempo de soldadura; el forjado sirve para reducir la porosidad y el agrietado en caliente de la pepita de soldadura.

(4) Fuerzas de soldadura y forjado.



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EQUIPO EL EQUIPO DE soldadura de puntos, de costura y de proyección consiste en tres elementos básicos: un circuito eléctrico, el equipo de control y un sistema mecánico.’

CIRCUITO ELÉCTRICO EL CIRCUITO COMPRENDE un transformador de soldadura, un contactor primario y un circuito secundario. El circuito secundario incluye los electrodos que conducen la corriente de soldadura al trabajo, y el trabajo mismo. En algunos casos, el circuito también incluye alguna forma de almacenar energía eléctrica. Para ia soldadura de resistencia se emplea tanto corriente alterna como comente continua. La máquina soldadora convierte la potencia de línea de 60 Hz en potencia de bajo voltaje y alto amperaje en su circuito secundario.

Corriente alterna ALGUNAS MÁQUINAS DE soldadura de resistencia producen corriente alterna (Ca) monofásica de la misma frecuencia que ia potencia de línea, por lo regular 60 Hz. Estas máquinas contienen un transformador monofásico que suministra ias elevadas corrientes de soldadura requeridas a bajo voltaje. Dependiendo del espesor y del tipo del material que se va a soldar, las corrientes pueden ir desde 1000 hasta 100 000 amperes. En la figura 17.8 se muestra un circuito eléctrico típico diseñado para este tipo de máquina.

2. Ei equipo de soldadura por resistencia se trata eii el capitulo 19.

Corriente continua Las MAQUINAS DE soldadura pueden producir comente continua de polaridad continua, pulsos de comente con polaridad alter- nante, o pulsos de corriente de pico pronunciado. Estos últimos se producen por energía eléctrica almacenada.

Máquinas tipo rectificador. Estas máquinas son del tipo de energía directa, en cuanto a que la potencia ca dei sistema de distribución de la planta pasa por un transformador de soldadura donde se le rectifica para producir potencia cc. En los circuitos secundarios se emplean mucho diodos de silicio en virtud de su contìabijidad y eficiencia inherentes. Ei sistema puede ser mono- fásico, pero una de las ventajas de los sistemas de corriente continua es ia capacidad de utilizar un transformador trifásico para alimentar el sistema rectificador del circuito secundario. Esto hace posible el uso de potencia de línea trifásica balanceada.

Máquinas convertidoras de frecuencia. Este tipo de máquinas tiene un transformador de soldadura especial con un primario trifásico y un secundario monofásico. La comente primaria se controla mediante tubos ignitrón o rectificadores controlados por silicio (SCR). Los medios ciclos de potencia trifásica, positivos o negativos, son conducidos al transformador durante un periodo cuya duración depende dei diseño del transfonnador. La salida del transformador es un pulso de corriente continua. Si se cambia la polaridad de los medios ciclos del primario, se invertirá la polaridad de la corriente en el secundario. Una soldadura puede efectuarse con uno o más pulsos de cc.

CONDUCTOR FLEXIBLE

TRANSFORMADOR E SOLDADURA

CONTACTOR - ELECTRODO

O

1 -Po

POTENCIA MONOFASICA

~~ ~ ~~~~ ~~~

Figura 17.8-Circuito de soldadura de puntos monofásico típico



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Máquinas de energía almacenada. Las máquinas de energía almacenada son de diseño electrostático. Obtienen potencia de un sistema monofásico, la almacenan y luego la descargan en un pulso de muy corta duración para efectuar la soldadura. Estas máquinas toman potencia de la línea de alimen- tación durante un tiempo relativamente largo, entre una soldadura y la siguiente, acumulando potencia que se suministra a los electrodos durante un tiempo de soldadura breve.

El equipo de soldadura de energía electrostática almacenada consiste principalmente en un banco de condensadores, un circuito para cargar estos condensadores hasta un voltaje previamente determinado y un sistema para descargar los condensadores a través de un transformador de soldadura adecuado. Gene- ralmente se emplean condensadores de alto voltaje, y los más comunes varían entre 1500 y 3000 volts.

ELECTRODOS LOS ELECTRODOS PARA soldadura de resistencia3 tienen cuatro funciones:

(1) Conducen la comente de soldadura al trabajo y, en el caso de la soldadura de puntos y de juntura, fijan la densidad de corriente en la zona de soldadura. En la soldadura de proyección, la densidad de comente la determinan el tamaño, la forma y el número de las proyecciones.

(2) Transmiten una fuerza a la pieza de trabajo. (3) Disipan parte del calor de la zona de soldadura. (4) Mantienen la alineación y posición relativas de las piezas

del trabajo en la soldadura de proyección.

Si no se requiriera aplicar presión, la selección del material de los electrodos podría hacerse casi exclusivamente con base en sus conductividades eléctrica y térmica. Puesto que los electrodos se someten a fuerzas que con frecuencia son de magnitud considerable, deben ser capaces de aguantar los esfuerzos impuestos a temperaturas elevadas sin una deformación excesiva. Es importante que los electrodos tengan la forma correcta porque la comente debe limitarse a un área fija para poder lograr la densidad de comente requerida,

Si sólo va a realizarse una soldadura de punto o de juntura a la vez, únicamente se requiere un par de electrodos. En este caso, la fuerza y la comente se aplican a cada soldadura mediante electrodos moldeados. Es posible realizar varias soldaduras de proyección separadas por distancias cortas empleando un solo par de troqueles de soldadura (electrodos).

En el mercado hay electrodos de diversas aleaciones de cobre con propiedades físicas y mecánicas satisfactorias. En términos generales, cuanto más dura sea la aleación, menores serán sus conductividades eléctrica y térmica. La elección de la aleación apropiada para una aplicación dada se basa en un equilibrio entre sus propiedades eléctricas y térmicas y sus cualidades mecáni- cas. Por ejemplo, los electrodos empleados para soldar aluminio deben tener conductividad elevada a expensas de una resistencia a la compresión alta, a fin de minimizar la adhesión de los electrodos al trabajo. En cambio, los electrodos para soldar acero

3. Estos electrodos se estudian con detaile en el capitulo 19.

inoxidable deben sacrificar la alta conductividad para obtener una resistencia a la compresión que les permita soportar la fuerza de electrodo tan alta requerida.

La resistencia a la deformación depende del límite proporcional y de la dureza de la aleación del electrodo. El límite proporcional se fija en gran medida mediante tratamiento con calor. La temperatura de la cara del electrodo es el factor determinante, porque es aquí donde ocurre el reblandecimiento.

EI tamaño y la forma de los electrodos por lo regular depende del espesor de las láminas y del metal que se va a soldar.

EQUIPO DE CONTROL LOS CONTROLES DE soldadura pueden tener una o más de las siguientes funciones principales:

(I) Iniciar e interrumpir el suministro de comente al transformador de soldadura.

(2) Controlar la magnitud de la comente. (3) Accionar y liberar los mecanismos de fuerza de los

electrodos en el momento apropiado.

Estos controles pueden dividirse en tres grupos con base en sus funciones: contactores de soldadura, controles de cro- nometría y secuencia, y otros controles y reguladores de corriente.

Un contactor de soldadura conecta y desconecta la potencia primaria y el transformador de soldadura. Los contactores emplean rectificadores controlados por silicio (SCR), tubos igni- trón o tubos tiratrón para interrumpir la comente primaria.

El control de cronometria y secuencia establece la secuencia de soldadura y la duración de cada una de las funciones de la secuencia. Esto incluye la aplicación de fuerza de los electrodos y de comente, así como los intervalos de tiempo después de cada función.

La salida de comente de soldadura de una máquina se controla mediante derivaciones del transformador, un control de calor electrónico, o ambas cosas. El control de calor electrónico se usa en combinación con los tubos ignitrón o los SCR; controla la corriente retrasando el disparo de los tubos ignitrón o los SCR durante cada medio ciclo (1/120 s). La variación del tiempo de retraso del disparo sirve para aumentar o reducir gradualmente el amperaje primario (m). Esto permite controlar la comente de soldadura con pendiente positiva y negativa.

Las derivaciones del transfomiador sirven para modificar el número de vueltas del devanado primario que se conectan a la línea de potencia Ca. Esto altera la razón de vueltas del transformador, aumentando o reduciendo el voltaje de circuito abierto del secundario. Una reducción de la razón de vueltas aumenta el voltaje de circuito abierto del secundario, la comente primaria y la corriente de soldadura.

SISTEMAS MECÁNICOS LA OPERACIÓN MECANICA de las máquinas de soldadura de puntos, de costura y de proyección es esencialmente la misma. Los electrodos se acercan al trabajo y retroceden a intervalos y con velocidades controlados. La fuerza de los electrodos se aplica mediante mecanismos hidráulicos, neumáticos, magnéti- cos o mecánicos. La velocidad de aproximación de los electro-



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dos debe ser alta pero controlada, de modo que las caras de los electrodos no se deformen por los constantes golpes. El metal de soldadura, calentado localmente, se expande y contrae rápida- mente durante durante el ciclo de soldadura y los electrodos deben seguir este movimiento para mantener la presión de soldadura y el contacto eléctrico. La capacidad de la máquina para seguir el movimiento varía dependiendo de la masa de las partes móviles, o de su inercia, y de la fricción entre las partes móviles y el armazón de la máquina.

Si la presión entre los electrodos y el trabajo decae con rapidez durante el tiempo de soldadura, las superficies de contacto de los electrodos y las piezas de trabajo pueden sobrecalentarse y quemar las caras de los electrodos o hacerles pequeños agujeros. Puede suceder que los electrodos se peguen al trabajo

y, en algunos casos, las superficies de las piezas que se están soldando pueden vaporizarse debido a las energías tan altas.

La fuerza de electrodos que se aplica durante la fusión de la pepita de soldadura puede ser insuficiente para consolidar el metal de la soldadura y evitar la porosidad y el agrietamiento internos. Existen máquinas con múltiples niveles de fuerza que pueden aplicar una presión de forjado elevada durante la solidi- ficación de la soldadura. La magnitud de esta presión debe adecuarse a la composición y el espesor del metal y a la geometria de las piezas. La presión de forjado a menudo es de dos a tres veces la presión de soldadura. Puesto que la soldadura se enfría desde la periferia hacia el interior, la presión de forjado debe aplicarse en el momento en que se se i n t e m p e la comente, o muy cerca de ese momento.

PREPARACIÓN DE LAS SUPERFICIES ENTODOS LOS tipos de soldadura de resistencia, la condición de las superficies de las piezas que se van a soldar controla en gran medida la consistencia de la calidad de la soldadura. La resistencia de contacto de las superficies de empalme influye de manera importante sobre la cantidad de calor que se genera; por tanto, la resistencia eléctrica de estas superficies debe ser muy uniforme para obtener resultados consistentes. Las superficies deben estar libres de materiales de alta resistencia, como pintura, incrustaciones, óxidos y aceites y grasas pesados. Si es necesario aplicar una pintura de preparación (primer) a las superficies de empalme antes de soldarlas, como en ocasiones sucede, La operación de soldadura deberá efectuarse inmediatamente después de haber aplicado el primer, o se deberá utilizar primers conductores especiales. Para obtener resultados ópti- mos, el primer deberá estar lo más diluido posible para que la fuerza de los electrodos lo desplace y se produzca un contacto metal-metal.

Nunca debe aplicarse pintura a las superficies exteriores del metal base antes de soldarlo, pues reducirá la vida de los electrodos y producirá superficies de aspecto deficiente. Las incrustaciones gruesas deben eliminarse empleando métodos mecánicos o químicos. Los aceites ligeros en acero no son perjudiciales si no han capturado polvo o tierra. Los compuestos de estirado con rellenos minerales deben eliminarse antes de la soldadura.

Los métodos empleados en la preparación de superficies para soldadura de resistencia difieren para los distintos metales y aleaciones. A continuación describiremos brevemente las condiciones superficiales y los métodos de limpieza.

ALUMINIO LA AFLNIDAD QUIMICA del aluminio por el oxígeno hace que se cubra con una película delgada de óxido siempre que está expuesto al aire. La delgada capa de óxido que se forma en una superficie de aluminio recién limpiada no eleva la resistencia lo suficiente como para causar problemas para la soldadura de resistencia. El periodo de retención permisible, o tiempo transcurrido entre la limpieza y la soldadura, puede variar entre 8 y 48 horas o más, dependiendo del proceso de limpieza empleado, de lo limpio que esté el recinto, de la aleación de que se trate y de la aplicación.

Las superficies de aluminio pueden limpiarse para la soldadura de resistencia con una tela abrasiva de grano fino, lana de acero fina, o un cepillo de alambre fino. El aluminio revestido también puede limpiarse con métodos mecánicos, pero debe tenerse cuidado de no dañar el revestimiento. Existen varios limpiadores químicos comerciales para el aluminio. En la pro- ducción de grandes volúmenes suele preferirse la limpieza quí- mica por razones de economía, uniformidad y control.

MAGNES10 LA LIMPEZA DE las aleaciones de magnesio tiene especial importancia porque fácilmente forman aleaciones con el cobre a temperaturas elevadas. La resistencia de contacto entre el electrodo y el trabajo debe mantenerse en el nivel más bajo posible. Las aleaciones de magnesio vienen cubiertas con un aceite o un baño de cromo para proteger el metal de la oxidación durante el transporte y el almacenamiento. Para obtener soldaduras sólidas y consistentes, es preciso quitar el recubrimiento protector para facilitar la eliminación del óxido de magnesio residual.

COBRE ES IMPORTANTELIMPIAR las aleaciones de cobre. Los cobres de berilio y los bronces de aluminio son especialmente difíciles de limpiar con métodos químicos, por lo que se prefieren mé- todos mecánicos. En algunos casos se aplica una capa instantá- nea de estaño para producir una resistencia superficial uniformemente más alta que la del cobre puro.

NíQUEL EL NÍQUEL Y sus aleaciones exigen un grado elevado de limpieza del material para obtener buenos resultados de la soldadura de resistencia. La presencia de grasa, suciedad, aceite y pintura aumenta la probabilidad de pérdida de la elasticidad por azufre durante la soldadura, lo que resulta en soldaduras defectuosas. Es necesario eliminar el óxido si tratamientos térmicos previos produjeron cantidades sustanciales de óxidos. Se puede usar maquinado, abrasión, lijado o baño químico, pero el cepillado con alambre no es satisfactorio.



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TITANIO ANTES DE SOLDAR piezas de titanio, sus superficies deben estar escrupulosamente limpias. Los materiales como aceite, grasa, suciedad, óxidos y pintura pueden afectar adversamente tanto la consistencia de las soldaduras como la composición química. EI titanio y sus aleaciones reaccionan con muchos elementos y compuestos a las temperaturas de soldadura. La contaminación con oxígeno, hidrógeno, nitrógeno y carbono, que se introducen intersticiaimente en la microestructura, pueden reducir significativamente la ductilidad y tenacidad de la soldadura. Las superficies libres de incrustaciones pueden soldarse después de la eliminación de grasas o bien después de la eliminación de grasas y de la aplicación de un baño de ácido. Las grasas pueden eliminarse con acetona, metiletilcetona o una disolución diluida de hidróxido de sodio. No es aconsejable el empleo de disolventes clorados. El titanio y sus aleaciones son susceptibles a la corrosión por tensión.

Se puede usar baños químicos para eliminar incrustaciones leves de óxido antes de la soldadura. Esto suele hacerse con disoluciones de HF-HNO, que contienen de 2% a 5% de HF y de 30% a 40% de HNO, por volumen, completando con agua.

ACEROS L O S ACEROS AL carbono y de baja aleación simples tienen una resistencia a la corrosión relativamente baja en la atmósfera ordinaria; por tanto, estos metales suelen protegerse con una película delgada de aceite durante el embarque, almacenamiento y procesainiento. Esta película de aceite no tiene efectos perjudiciales sobre la soldadura, siempre que las superficies impreg- nadas no se contaminen con suciedad u otros materiales de baja conductividad o dieléctricos.

Los aceros tienen diversos acabados superficiales. Algunos de los más comunes son (1) rolado en caliente, sin bafio químico; (2) rodado en caliente, con baño químico y aceitado, y (3) rolado en frío con o sin recocido. EI acero rolado en caliente sin bafio químico debe someterse a baño químico o limpieza mecánica antes de soldarse. EI acero rolado en caliente con baño químico puede soldarse así como viene, aunque tal vez deba limpiarse con un trapo para retirar la suciedad suelta. EI acero rolado en frío presenta la mejor superficie para soldar y, si se le protege

adecuadamente con aceite, no requiere más limpieza previa a la soldadura que el paso de un trapo para quitar la suciedad suelta.

Los aceros de alta aleación e inoxidables no se corroen y por lo regular no requieren una limpieza minuciosa antes de some- terlos a soldadura de resistencia. Cuando se les expone a temperaturas elevadas, los aceros inoxidables adquieren una capa de óxido cuyo espesor depende de la temperatura y el tiempo de ex- posición. Las incrustaciones son un óxido de cromo que se elimina eficazmente con un baño químico. EI aceite y las grasas deben eliminarse con disolvente o mediante desengrasado con vapor antes de la soldadura.

ACEROS RECUBIERTOS CON POCAS EXCEPCIONES, los recubrimientos y chapas que se aplican al acero al carbono para protegerlo de la corrosión o mejorar su aspecto se prestan de manera satisfactoria a la soldadura de resistencia. En general pueden obtenerse buenos resultados sin procedimientos de limpieza especiales.

La soldadura de acero aluminizado se efectúa con menos expulsión y captación si las superficies se cepillan con alambre.

Los recubrimientos de fosfato elevan la resistencia eléctrica de las superficies a tal grado que la comente de soldadura no puede atravesar las láminas si no se aplican presiones de soldadura muy altas. Se puede soldar con presiones altas, pero es posible que ligeras variaciones en el espesor del recubrimiento impidan la soldadura.

CONTROL DE LA PREPARACIÓN DE SUPERFICIES SE PUEDE MANTENER el control de ia preparación de superficies midiendo periódicamente la resistencia de contacto a temperatura ambiente de las piezas de trabajo inmediatamente después de la limpieza. La fonna más fácil de hacer la medición es de punta a punta entre dos electrodos de RW, a través de dos o más espesores del metal. La resistencia por unidad de superficie varia inversamente con la presión, la temperatura y el área de contacto. Es preciso especificar las condiciones de prueba si se quiere que las mediciones sean utiles para el control de la limpieza de las superficies.

SOLDADURA DE RESISTENCIA DE PUNTOS

APLICACIONES LA SOLDADURA DE resistencia de puntos (resisrmce syor itqel- ding, RSW) se usa para fabricar ensamblados con lámina inetá- Iica de unos 3.2 n i i n (O. 125 pulg) de espesor cuando el disefio pennite el empleo de uniones de traslapo y no se requieren junturas a prueba de fugas. En ocasiones se utiliza el proceso para unir placas de acero de 6.35 mm (1/4 pulg) de espesor o i n k gruesas; sin embargo, Ias cargas sobre tales uniones son limitadas y el traslapo de la ~iiiión afiade peso y costo al ensamblado en comparación con el costo de una unión de tope soldada por arco.

Se prefiere usar este proceso en vez de la sujeción mecánica, por ejemplo con reinaches o tornillos, cuando no se requiere desensamblado para mantenimiento. Resulta mucho más rápida y ecoiióinica porque no se requieren sujetadores individuales para el ensamble.

La soldadura de puntos se utiliza mucho para unir componentes de lriiniiia de acero de bajo carbono para automóviles, gabinetes, muebles y productos similares. EI acero inoxidable, el aluiiiiiiio y las aleaciones de cobre se in en comúnmente por soldadura de puntos para aplicaciones comerciales.



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VENTAJAS Y LIMITACIONES LAS PRINCIPALES VENTAJAS de la soldadura de resistencia de puntos son su rapidez y su adaptabilidad para la automatización en la producción de alto volumen de ensamblados de lámina metálica. La soldadura de puntos también resulta económica en muchas operaciones de talleres de trabajo a destajo, porque es más rápida que la soldadura por arco o la soldadura fuerte y requiere menos capacitación.

El proceso tiene algunas limitaciones:

(1) El desensamblado para mantenimiento o reparación es muy difícil.

(2) Las uniones de traslapo añaden peso y costo de materiales al producto, en comparación con las uniones de tope.

(3) El equipo suele costar más que la generalidad de equipos para soldadura por arco.

(4) Los requerimientos de potencia de corta duración y alta corriente producen demandas de potencia de línea desfavorables, sobre todo si se usan máquinas monofásicas.

(5) Las soldaduras de puntos tienen bajas resistencias mecá- nicas a la tensión y a la fatiga debido a la muesca alrededor de la pepita entre las láminas.

(6) La resistencia mecánica total de la lámina no puede prevalecer en una unión soldada por puntos, porque la fusión es intermitente y las cargas son excéntricas debido al traslapo.

VARIACIONES DEL PROCESO LAS VARIACIONES DEL proceso de soldadura de resistencia de puntos se distinguen por la aplicación de la corriente y presión de soldadura y por la disposicion del circuito secundario.

Soldadura directa e indirecta LA SOLDADURA DIRECTA es una variación de circuito secundario de la soldadura de resistencia en la que la corriente de soldadura y la fuerza de los electrodos se aplican a las piezas de trabajo con electrodos que están directamente opuestos.

La soldadura indirecta es una variación en la que la corriente de soldadura no sólo atraviesa las piezas de trabajo en el sitio de la soldadura de punto, sino que también sigue otro camino. En la figura 17.9 se muestran de manera esquemática disposiciones típicas para la soldadura de puntos directa e indirecta. Las figuras 17.9 (A), (B) y (C) ilustran la soldadura de resistencia directa. En la figura 17.9 (A), la soldadura directa se efectúa empleando electrodos con geometrías similares. En la figura 17.9 (B), un electrodo de mayor tamaño contra una de las piezas de trabajo provee un área de contacto más grande para las aplicaciones que requieren un mejor balance calorífico al soldar, o cuando se desea que la lámina inferior no quede marcada por los electrodos. La mayor área superficial disipa más rápidamente el calor de la unión soldada. La figura 17.9 (C) es un esquema de dos o más electrodos conectados en serie a un solo transformador. Las disposiciones de electrodos de este tipo pueden realizar rápidamente soldaduras de puntos sucesivas con un conjunto de electrodos en contacto simultáneo con el trabajo. Esta disposición resulta económica en lo tocante a los costos de equipo.

Las figuras 17.9 (D) a (G) representan disposiciones de soldadura de resistencia indirecta. El sistema de placa de respaldo de la figura 17.9 (D) provee presión y un trayecto de comente cuando la placa de respaldo es de un material conductor. Si no lo es, sólo provee presión de soldadura y la corriente seguirá un camino desde el electrodo superior a través de la superficie de empalme y a lo largo de la pieza de trabajo inferior hasta la conexión de retomo situada más abajo sobre la unión. La figura (E) es similar a (D), excepto que el electrodo que no aplica presión no está colocado sobre la unión de traslapo. La comente puede pasar por una placa de respaldo conductora entre los electrodos o a través del material base entre los electrodos. Las figuras 17.9 (F) y (G) son simlares a las uniones de (E) y (D) pero se emplean para la soldadura de puntos de materiales de alta resistencia que requierenmayores voltajes. Los dos circuitos secundarios están en serie y se conectan a dos transformadores. Los circuitos primarios pueden conectarse en serie o bien en paralelo. Los dos circuitos secundarios proveen la suma de sus respectivos voltajes a las soldaduras de puntos.

Soldadura en paralelo y en serie LA SOLDADURA DE resistencia en paralelo y en serie son variaciones de circuito secundario empleadas en aplicaciones de soldadura de múltiples puntos. En la figura 17.10 se muestran de manera esquemática ejemplos de disposiciones de soldadura en paralelo y en serie.

Los sistemas de soldadura en paralelo dividen la comente secundaria y la conducen a través de las piezas de trabajo y electrodos por trayectos eléctricos paralelos, formando soldaduras de puntos simultáneamente. Las figuras 17.10 (A) y (B) representan disposiciones de soldadura en paralelo. En la figura (A), la corriente de soldadura proviene de un solo transformador con múltiples electrodos en paralelo en el circuito secundario. La figura (B) representa un sistema de soldadura en paralelo que opera con un primario trifásico. Este sistema especifico está limitado a tres estaciones de trabajo.

En la soldadura en serie (figuras 17.10 C y D), la comente del circuito secundario se hace pasar por las piezas de trabajo y los electrodos enun trayecto eléctrico en serie, formando simul- táneamente múltiples soldaduras de punto en las posiciones de los electrodos. Las disposiciones de soldadura en serie requieren valores de resistencia iguales en las superficies de empalme para obtener un calentamiento uniforme en cada soldadura de punto. Cuando se sueldan puntos con dos electrodos en sene, una parte de la comente viaja a través de la pieza de trabajo adyacente desde un electrodo al otro, sin pasar por las superficies de empalme. Esta corriente derivada no contribuye a la soldadura de punto, y debe tenerse en cuenta al desarrollar unprocedimien- to de soldadura de puntos en serie.

BALANCE CALORíFICO EL EQUILIBRIO CALORIFICO en una soldadura de puntos se alcanza cuando las profundidades de fusión en las piezas de trabajo son aproximadamente iguales. Surgen problemas con el balance calorífico cuando se efectúan uniones de metales de diferentes espesores, diferentes conductividades eléctricas, o combinaciones de ambas cosas. Se puede ajustar las configuraciones y



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S O L D A D U R A D E P U N T O S , D E C O S T U R A Y D E P R O Y E C C I Ó N 545

SOLDADURA DIRECTA

(FI

SOLDADURA INDIRECTA

(GI

Figura 17.9-Disposiciones típicas de circuito secundario para la soldadura de resistencia de puntos directa e indirecta

composiciones de los electrodos para compensar hasta cierto punto el calentamiento desigual, como se muestra en la figura 17.11. Este dibujo ilustra métodos generales para compensar un calentamiento inadecuado en uniones de inetales base con diferentes conductividades eléctricas.

En la figura 17.11 (A), se usa un electrodo con cara de rneiior área en el metal que tiene la conductividad más alta. La reduc- ción del área de contacto aumentará la densidad de corriente en el metal que conduce mejor, y se disipará de la unión menos calor por conducción a través del metal base y del electrodo. Se ge- nerará más calor en la pieza de trabajo, y el área de fusión se desplazará desde el metal que conduce menos hacia el metal que conduce más. Una alternativa sería aplicar un electrodo con mayor resistencia al metal de más alta coiiductividad, a fin de limitar la pérdida de calor a través de ese electrodo [véase Ia figura 17.11(B)]. La figura 17.11(C) presenta la coinbinaciónde un electrodo con mayor resistencia y menor área de la cara, aplicado al metal más conductor. También puede obteiierse un mejor balance calorífico aumentando el espesor del metal mis conductor, como se aprecia eii la figura 17.11 (D), lo que resulta en un aumento de la resistencia efectiva de esa limiiia.

La soldadura de puntos de metales con características eléc- tricas similares pero diferentes espesores también produce un

calentamiento desigual de la unión. La pieza de trabajo más gruesa presentará mayor resistencia (menor conductividad) que la más delgada, por lo que la penetración será más profunda en la lámina más gruesa. EI balance calorífico puede mejorarse reduciendo la densidad de corriente en la lámina más gruesa, reduciendo la pérdida de calor de la lámina más delgada, o por una combinación de ambas cosas. La aplicación de un electrodo de mayor diámetro a la lámina más gruesa concentrará la densidad de corriente en el metal más delgado, desplazando la pene- tración de la pepita hacia la lámina delgada.

Para soldar eficazmente dos o más espesores distintos del inisino metal se sugiere una razón sección-espesor máxima de las láminas exteriores. En el caso de aceros al carbono, la razón sección-espesor máxima recomendada es 4 a 1. Para unión de tres diferentes espesores de acero al carbono empleando electrodos puntiagudos se recomienda una razón de espesor de lac laminas exteriores de 2.5 a 1. En el caso de uniones con razones de espesor más altas, la alteración del diámetro de la cara d e los electrodos y de la composición de estos últimos son métodos importantes para equilibrar el calor producido en cada miembro de la unión.

En múltiples capas de espesores disímiles, un tiempo d e soldadura largo permite una distribución más uniforme del calor



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U III - -

(AI (BI

SOLDADURA EN PARALELO

SOLDADURA EN SERIE

Figura 17.1 O-Disposiciones del secundario típicas para la Soldadura directa de múltiples puntos

en el trayecto de resistencia asimétrico entre los electrodos. Se puede obtener un balance calorífico correcto empleando soldadura de múltiples impulsos (pulsación), o un solo impulso de comente continua durante un tiempo equivalente.

DISEÑO DE LAS UNIONES EN TODOS Los casos de soldadura de puntos las uniones tienen el diseño de traslapo.

Uno o más de los miembros soldados pueden ser bridas de piezas, o secciones moldeadas, como ángulos y canales. Convie- ne considerar el empleo de máquinas de soldadura de resistencia estándar, pistolas de soldar portátiles y máquinas de aplicación especial al diseñar la configuración de la unión de traslapo. El diseño de la unión para la soldadura indirecta debe permitir el acceso de los electrodos o troqueles de respaldo a ambos lados de la unión.

Los factores que deben considerarse al diseñar para soldadura de puntos incluyen:

(1) Distancia del borde. (2) Traslapo de la unión. (3) Embonamiento. (4) Espaciado de la soldadura. (5) Accesibilidad de la unión. (6) Marcado de la superficie. (7) Resistencia mecánica de la soldadura.

Distancia del borde LA DISTANCIA DEL borde es la distancia desde el centro de la pepita de soldadura hasta el borde de la lámina. Debe haber suficiente metal base para resistir la expulsión de metal fundido de la unión. Las soldaduras de puntos situadas demasiado cerca del borde de uno o ambos miembros hacen que el metal base del borde del miembro se sobrecaliente y se vuelque hacia afuera (véase la figura 17.12). El metal base del borde restringe menos a la pepita fundida y puede haber expulsión de metal fundido debida a la elevada presión interna dentro de la pepita. La consistencia de la pepita puede ser deficiente, la marca dejada por el electrodo puede ser profunda y la resistencia mecánica de la soldadura puede ser baja. La distancia del borde mínima requerida es función de la composición y la resistencia mecánica del metal base, del espesor de la sección, del contorno de las caras de los electrodos y del ciclo de soldadura.

Traslapo de la unión EL TRASLAPO MIMMO permisible en la unión es dos veces la distancia mínima al borde. El traslapo debe incluir suficiente metal base para evitar el sobrecalentamiento de los bordes y la expulsión en ambos miembros de la unión, pero otros factores, como el libramiento del electrodo, pueden requerir un traslapo mayor. Si el traslapo es demasiado pequeño, la distancia al borde será automáticamente insuficiente, como se aprecia en la figura 17.12.

Em bonamiento LAS PIEZAS POR unir deberán embonar a lo largo de la unión con muy poca o ninguna separación entre ellas. Cualquier fuerza que se requiera para cerrar huecos en la unión reducirá la fuerza de soldadura efectiva. Es posible que, conforme avanza la soldadura, la fuerza requerida para cerrar la unión varíe, con lo que tam- bién variará la fuerza de soldadura real. El resultado puede.ser variaciones significativas en la resistencia mecánica de las soldaduras individuales

Espaciado de la soldadura CUANDO SE HACEN muchas soldaduras de puntos en forma sucesiva a lo largo de una unión, una fracción de la corriente secundaria fluye en paralelo por las soldaduras adyacentes. Es preciso considerar esta derivación de la comente al establecer la distancia entre soldaduras de punto adyacentes y al ajustar los parámetros de la máquina soldadora.



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SOLDADURA DE PUNTOS, DE C O S T U R A Y DE P R O Y E C C I Ó N 547

ALEACIÓN ALEACIÓN DE ALTA ELECTRODO DE ALTA

CONDUCTIVIDAD

DE BAJA DE BAJA CONDUCTIVIDAD CONDUCTIVIDAD

(A) ELECTRODO CON CARA DE ÁREA MENOR CONTRA LA ALEACIÓN DE MAYOR CONDUCTIVIDAD (B) ELECTRODO DE ALTA RESISTENCIA ELECTRICA CONTRA LA ALEACIÓN DE MAYOR CONDUCTIVIDAD (C) IGUAL QUE B PERO USANDO UN ELECTRODO CON MAYOR ÁREA DE CARA CONTRA EL MATERIAL DE BAJA

(D) AUMENTO DEL ESPESOR DE LA PIEZA DE TRABAJO CON MAYOR CONDUCTIVIDAD CONDUCTIVIDAD

Figura 17.1 l-Técnicas representativas para mejorar el balance calorífico de las uniones al soldar por puntos metales con diferentes conductividades eléctricas

La división de la corriente dependerá en primer ténnino de la razón entre las resistencias de los dos trayectos, uno a través de las soldaduras adyacentes y otro a través de la interfaz entre las láminas. Si la longitud del trayecto a través de la soldadura adyacente es grande en comparación con el espesor de la unión, esa resistencia será alta en comparación con la resistencia de la unión, y el efecto de derivación será insignificante. EI espaciado mínimo entre soldaduras de punto está relacionado con la conductividad y el espesor del metal base, el diámetro de la pepita de soldadura y la limpieza de las superficies de empalme. Por ejemplo, en los metales con mayor conductividad o espesor se deben espaciar más las soldaduras de punto. EI espaciado iníni- mo sugerido entre soldaduras adyacentes aumenta cuando se unen tres o más láminas. EI espaciado de puntos para una soldadura que une tres láminas es en general 30% mayor que el espaciado requerido para soldar dos secciones de la lámina externa más gruesa. Se puede aumentar los niveles de corriente

para suministrar más comente a la soldadura y así compensar los efectos de derivación; sin embargo, el mayor aporte de calor puede causar expulsión si se aplica a la primera soldadura, que no tiene derivación. Se puede usar un cronómetro de soldadura o control de comente auxiliar para realizar la primera soldadura de punto con un aporte de calor más bajo.

Accesibilidad de la unión EL DISEÑO DE la unión debe contemplar el tamaño y la forma de los electrodos y portaelectrodos disponibles en el comercio, así como el tipo de equipo de soldadura de puntos que se utilizará. Los electrodos montados en la máquina soldadora (o los troqueles de respaldo en el caso de la soldadura indirecta) deben tener acceso a ambos lados de la unión. En el capítulo 19 se da más información sobre el diseño de los electrodos y portaelectrodos.



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y TRASLAPO Y DISTANCIA AL BORDE DEMASIADO PEQUENOS

Figura 17.12-Efecto de una distancia al borde y traslapo insuficientes

Marcado de la superficie LAS MARCAS EN la superficie se deben a encogimiento de la pieza de trabajo causado por una combinación del calor de soldadura y la penetración de los electrodos en la superficie de la pieza de trabajo.

Cuando hay comente de soldadura, el trabajo se calienta localmente por resistencia y trata de expandirse en todas direcciones. En virtud de la presión ejercida por los electrodos, la expansión transversal respecto al plano de las láminas está restringida. Al enfriarse la soldadura, la contracción tiene lugar casi exclusivamente en la dirección transversal y produce superficies cóncavas o marcas en las posiciones de los electrodos (véase la figura 17.13). Este encogimiento no debe confundirse

I

Figura 17.1 3-Irregularidad de la superficie producida por la soldadura de puntos

con la penetración excesiva de los electrodos en el trabajo debida a procedimientos de soldadura incorrectos. El encogimiento por contracción casi nunca es mayor que unas cuantas centésimas de milímetro.

Cuando la pieza de trabajo, al expandirse, se vuelca en el plano de las láminas alrededor de la cara de los electrodos, aparece un cordoncillo circular alrededor de la concavidad de la soldadura de punto (véase la figura 17.13). Este cordoncillo se debe a la relativamente alta fuerza de los electrodos y es hasta cierto punto inevitable cuando se usan electrodos moldeados.

Después de algunas operaciones de acabado, como la pintura, las marcas pueden ser muy notorias. Es difícil eliminar las marcas por completo, pero se pueden reducir bastante modificando el procedimiento de soldadura. Por ejemplo, la profundidad de fusión dentro de la lámina puede minimizarse soldando en el tiempo más corto que resulte practicable.

Son varias las técnicas que se emplean para reducir al mínimo estas marcas. EI método común consiste en usar un electrodo grande de cara plana contra el fado de vista de la unión. (EI lado de vista es el lado que puede verse cuando el producto ensamblado está en uso.) Este electrodo debe fabricarse con una aleación dura de cobre para minimizar el desgaste. Otra técnica consiste en emplear sistemas de soldadura indirecta como los que se muestran en las figuras 17.9 y 17.14.

También pueden quedar marcas superficiales cuando un electrodo o su portaelectrodo toca accidentalmente la pieza de trabajo en un punto cercano a donde se hará la soldadura. EI arco resultante puede producir un hoyo pequeño en el trabajo que es indeseable en algunas aplicaciones. Si ocurre una fusión localizada como resultado del contacto, pueden aparecer grietas en algunos materiales.

La desalineación de los electrodos, el deslizamiento o la desviación del componente de soporte de la máquina bajo una carga también pueden producir marcas indeseables en la superficie. EI sobrecalentamiento localizado y la desviación de electrodos podrían no tener efectos perjudiciales si se emplea el diseño de unión, los electrodos y el equipo correctos.

Resistencia mecánica de la soldadura LA RESISTENCIA M E C h C A de una sola soldadura de punto sometida a fuerzas de corte la determina el área de sección transversal de la pepita en el plano de las superficies de empalme. Si se desea información adicional sobre los procedimientos de prueba de las soldaduras de punto puede consultarse AWS C1.1, Prácticas reconzeizdadas para la soldadura de resistencia.

Las uniones de traslapo que se prueban con la soldadura sometida a fuerzas de corte experimentan una excentricidad de carga que resulta en la rotación de la unión en el punto de soldadura al aumentar la carga de prueba. La resistencia a la rotación de la unión aumenta al aumentar el espesor de las láminas. La unión puede fallar por cizallamiento a través de la pepita o bien por desgarre del metal base adyacente a la pepita de soldadura (véase la figura 17.15). Normalmente, las soldaduras con resistencia mecánica baja fallan por cillazamiento de la pepita, y las de resistencia mecánica alta por desgarramiento del metal base. Se requiere un diámetro de pepita mínimo para que pueda haber falla por desgarre del metal base. El diámetro de pepita mínimo es único para el tipo de material base, condición superficial y, si se aplica, tipo de recubrimiento.



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I '-i I

FUERZA DE ELECTRODOS 1

TRANSFí

I DE SOL,. ,,.

r----- 1

FUERZA 3RMADOR I DE SUJECIÓN nani IRA

I

. I

TRAYECTODE LA CORRIENTE

-1 I I I I

~~ ~~~

Figura 17.14-Aplicación de soldadura indirecta para minimizar ias marcas en uno de los lados

Si el diámetro de la pepita se aumenta por encima de este valor mínimo, puede obtenerse un aumento en la resistencia mecánica de la soldadura. La figura 17.16 muestra el pequeño aumento que se observa en los valores de resistencia del acero de bajo carbono al aumentar el tamaño de la pepita.

Las soldaduras de puntos tienen resistencia mecánica relativamente baja cuando se someten a tensiones cargandolas en sentido transversal al plano de las láminas. Esto se debe a la muesca aguda entre las láminas en la periferia de la pepita de soldadura; por tanto, las uniones soldadas por puntos no deben cargarse en este sentido.

La resistencia mecánica de las uniones soldadas de multiples puntos depende del espesor del material, del espaciado de los puntos y del patrón de soldadura. El espaciado entre soldaduras de punto adyacentes puede alterar ia resistencia mecánica de la unión debido a la derivación de comente a través de las soldaduras previas. Al disminuir el espaciado entre puntos adyacentes, puede disminuir la resistencia mecánica al cizallamiento de la unión.

La figura 17.17 muestra el efecto de la distancia de derivación (espaciado de los puntos) sobre la resistencia mecánica a la tensión de cizallamiento de las Soldaduras de puntos. Los datos se tomaron de soldaduras hechas en tiras de acero dulce de 6.3 inm (1/4 pulg) de espesor por 76 mm (3 pulg) de ancho. Todas las soldaduras se hicieron con un circuito de derivación. La

resistencia mecánica al cizallamiento media de 24 soldaduras fue 8000 kg (17 570 lb).

Para obtener la resistencia mecánica deseada en la unión, el numero de soldaduras necesarias debe satisfacer los requisitos de espaciado inínimo a fin de minimizar los efectos de deriva- ción de la corriente. Un patrón de soldadura escalonado con múltiples hileras de soldaduras en lugar de un patrón rectangular redunda en una mayor resistencia mecánica, en virtud de la distribución más eficiente de la carga entre los puntos de soldadura.

Como un resumen de la relación entre las variables de la soldadura de resistencia de puntos y la resistencia mecánica de la unión, la tabla 17.1 lista los valores sugeridos para dichas variables al soldar acero de bajo carbono no recubierto, y muestra las resistencias mecánicas al cizallainiento mínimas y los diámetros de pepita resultantes.

MANTENIMIENTO DE LOS ELECTRODOS SI SE DESEA producir soldaduras consistentes es preciso dar mantenimiento a los electrodos. Un aumento anormal en el ta- maño de ias caras de los electrodos que hacen contacto con el trabajo perjudica la resistencia mecánica y la calidad. Por ejemplo, Si se permite que la cara de un electrodo que originalmente



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TRACCIÓN 1

TRACCIÓN I FALLA DE

LA INTERFAZ

TRACCIÓN t

TRACCIÓN I FALLA DEL

METAL BASE

Figura 17.15-Tipos de fallas en función de la rotación en pruebas de cizallamiento por tensión

tiene6.35mm(1/4pulg) dediárnetrocrezcahasta7,94mm(5/16 pulg) por la deformación, el área de contacto tendrá un incremento del 50%, con una disminución correspondiente en ia densidad de comente y la presión. Dependiendo en cierta medida del programa de soldadura, el resultado puede ser uniones débiles o defectuosas. Un signo de peligro es la producción de puntos deformes, que pueden deberse a lo siguiente:

(1) Caras de los electrodos no circulares. (2) Caras planas demasiado grandes en los electrodos. (3) Caras de electrodos cóncavas o convexas. (4) Mesalineación de los electrodos respecto al trabajo.

Es relativamente fácil mantener la alineación correcta de los electrodos si se usan máquinas soldadoras estacionarias y accesorios de soporte adecuados; en cambio, en el caso de las máquinas tipo pistola portátil, la desalineación es cosa común. La gravedad de esta condición depende de la facilidad con que el equipo puede manipularse y colocarse en la posición correc-

ta para soldar. Es probable que los electrodos duren más sin que sea necesario rectificarlos cuando se emplean con trabajo colocado (máquinas estacionarias) que con trabajo no colocado (pistolas de soldar portátiles).

SOLDAPEGADO EL SOLDAPEGADO ES una combinación de la soldadura de resistencia de puntos y ia unión adhesiva. Se coloca adhesivo en pasta o película entre los miembros que se van a unir, y luego se efectúan soldaduras de resistencia a través de la capa adhesiva. Se deja que el adhesivo frague ya sea a temperatura ambiente o calentando en una estufa, según las indicaciones del fabricante del adhesivo. La misión principal de las soldaduras de puntos es mantener unidas las piezas durante el curado o fraguado; su número no es grande y por tanto no contribuyen apreciablemente a la resistencia mecánica de la unión. En las industrias aeroespacial y de transporte es común encontrar estructuras unidas por soldapegado, y esta técnica se emplea para adherir tableros a los forros de aviones y para sujetar los forros metálicos de aviones o camiones a canales, ángulos y otros tipos de refuerzos.

El adhesivo, sea de pasta o de película, se puede aplicar a una de las superficies de unión, o a ambas. La fuerza de los electrodos durante la soldadura expulsa el adhesivo en los lugares donde quedan los puntos de soldadura, creando un trayecto de corriente por las láminas. El adhesivo debe tener buenas características de humectación y flujo para poder unir firmemente las superficies de empalme. El curado prematuro del adhesivo durante la soldadura de puntos, o antes de ella, puede estorbar el movimiento necesario del adhesivo y producir una resistencia elevada entre las superficies de empalme. La resistencia puede impedir el paso de la comente de soldadura, o producir un calentamiento excesivo y la subsecuente expulsión de metal. La aplicación de una fuerza de precompresión con los electrodos antes del ciclo de soldadura puede ayudar a desplazar el adhesivo en los puntos de soldadura.

EI soldapegado mejora la vida sin fatiga y la durabilidad de la unión en comparación con las que se obtienen con la soldadura de puntos por sí sola. EI proceso también puede mejorar la dis- tribución de tensiones, la rigidez de la unión y la resistencia contra el pandeo en láminas delgadas. EI adhesivo de la unión amortigua las vibraciones y el ruido, y ofrece cierta resistencia a la corrosión. En algunos componentes de aeronaves se puede lograr una mayor efectividad de costos con el soldapegado que con la sujeción mecánica o con la unión adhesiva por sí sola.

En la mayor parte de las aplicaciones, ias desventajas del soldapegado incluyen el costo adicional del adhesivo, la opera- ción de curado adicional y los costos de tiempo y mano de obra que implican limpiar los componentes, tratar las superficies y aplicar el adhesivo. Además, las temperaturas de operación para el componente están limitadas a la temperatura efectiva de servicio del adhesivo.

La presencia de adhesivo en la unión dificulta la soldadura y puede contribuir a variaciones significativas en su calidad. In- dependientemente de las condiciones de soldadura, no todo el adhesivo será desplazado de entre las láminas, y por tanto la resistencia de contacto será mayor que con láminas limpias.



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l o o t

80

60

40

20

O

8

m 7 ACERO SAE 1008

I I

c <I

- - DE 114 pulg x 3 pulg - -

- SOLDADURA CON CA DE ACERO DULCE

SOLDADURA CLASE " B

RESISTENCIA DE CORTE MEDIA DE 24 SOLDADURAS, 8000 KG

TEMPERATURA DEL MATERIAL 25 "C

TODAS LAS SOLDADURAS SE HICIERON CON UN CIERCUITO DE DERIVACION

CURVA ESTIMADA PARA DISTANCIAS

- - /

/ / I

- - - -

I - DE DERIVACION MENORES QUE 2-1/2 PUlg I

I

-

I I 1 1 1 I I 1 1 I 1 I I I A

I I 1 I I I I I I I I I I I I I I I I .12 .16 .20 .24 .28 .32 .36 .40 .44 .4 3

DIÁMETRO DE LA PEPITA, PULGADAS

Figura 17.16-Efecto del tamafio de pepita y del espesor de las láminas sobre la resistencia mecánica a la tensión de corte; la falla ocurre por desgarre del metal base

o\ <-

n a s 8 4 8 5

U 3

3 W

W I- U

n

o W n 0 o z w I-

W 2 a

Figura 17.17-Efecto de la distancia de derivación (espaciado de los puntos) sobre la pérdida de resistencia mecánica a la tensión de corte



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~~ ~ ~~ ~ ~

Tabla 17.1 Programas sugeridos para soldar por puntos láminas de acero de bajo carbono sin recubrimiento

Tiempo de Corriente de Traslapo de Espaciado de Resist. Electrodo soldadura soldadura contacto soldaduras mínimo de corte Diám.

Espesor Diám. cara, Forma Ángulo de Fuerza, (60 Hz), (aprox.), mínimo, Pila de 2, Pila de 3, minima, pepita, biseIlgrados" Ib ciclos A PU@ pulg pulg Ib pulg Pulg Pub

0.020 0.025 0.030 0.035 0.040 0.045 0.050 0.055 0.060 0.070 0.080 0,090 0.105 0.120

0.188 E,A, B 0.188 E,A, B 0.250 E, A, B 0.250 E, A, B 0.250 E,A, B 0.250 E,A, B 0.312 E,A, B 0.312 E,A, B 0.312 E, A, B 0.312 E,A, B 0.312 E, A, B 0.375 E,A, B 0.375 E, A, B 0.375 E, A, B

45 45 45 45 45 45 30 30 30 30 30 30 30 30

400 450 500 600 700 750 800 900

1 O00 1200 1400 1600 1800 21 O0

7 8 9 9

10 11 12 13 14 16 18 20 23 26

8,500 9,500

10,500 1 1,5CO 12,500 13,000 13,500 14,000 15,000 16,000 17,000 18,000 19,500 21,000

0.44 0.38 0.62 320 0.47 0.62 0.88 450 0.47 0.62 0.88 575 0.53 0.75 1 .O6 750 0.53 0.75 1 .O6 925 0.59 0.94 1.18 1150 0.59 0.94 1.18 1350 0.63 1 .O6 1.31 1680 0.63 1 .O6 1.31 1850 0.66 1.18 1.50 2300 0.72 1.30 1.60 2700 0.78 1.56 1.88 3450 0.84 1.68 2.00 41 50 0.88 1.81 2.50 5000

0.10 0.12 0.14 0.16 0.18 0.19 0.20 0.21 0.23 0.25 0.26 0.27 0.28 0.30

* Definiciones de formas: E = Cono truncado A = Puntadenar¡z*A* B = Radiode 3 pulg

** Se aplica sólo a los electrodos de cono truncado y se mide desde el plano de la cara del electrodo. Notas: 1. Para espesores intermedios se pueden interpolar la fuerza y el tiempo de soldadura. 2. EI espaciado de soldaduras mínimo se mide de línea central a línea central. 3. Los datos de esta tabla fueron suministrados por el Comité AWS D8 y representan un promedio de las variables típicas empleadas en la industria

automotriz.

SOLDADURA DE RESISTENCIA DE COSTURA

APLICACIONES LAS SOLDADURAS DE resistencia de costura (resistance seaiil weld, RSEW), se realizan en piezas de trabajo que se traslapan y constituyen soldaduras continuas formadas por pepitas que se funden una con otra, por una pepita de soldadura continua o por forjado de la unión cuando se calienta hasta la temperatura de soldadura por su resistencia a la corriente de soldadura.

Las soldaduras de costura se usan por lo regular para producir uniones continuas herméticas para gases o líquidos en ensain- blados de lámina, como los tanques de gasolina para autoinóvi- les. EI proceso también sirve para soldar junturas longitudinales en secciones tubulares estructurales que no requieren costuras a prueba de fugas. En la mayor parte de las aplicaciones se usan dos electrodos de rueda, o una rueda de traslación y un mandril estacionario, para suministrar la corriente y la presión requeridas para la soldadura de costura (véase la figura 17.18). Este tipo de soldaduras también puede producirse con electrodos de soldadura de puntos, haciendo deliberadamente que las soldaduras de punto se traslapen para obtener una soldadura de costura a prueba de fugas. La soldadura de puntos traslapados requiere un

aumento en la potencia después del primer punto, para compensar el efecto de derivación y lograr una formación de pepitas adecuada conforme avanza la soldadura.

VENTAJAS Y LIMITACIONES LA SOLDADURA DE resistencia de costura tiene ias mismas ventajas y liinitaciones que la soldadura de resistencia de puntos. Una ventaja adicional es la capacidad de producir una soldadura continua a prueba de fugas.

Las soldaduras de costura deben seguir un trayecto recto o unifonneinente curvilíneo. Si la dirección de soldadura o el contorno de la uiiión a lo largo del trayecto cambian abruptamente, la soldadura no será a prueba de fugas. Esto limita el diseño del ensainblado.

Las propiedades de resistencia mecánica de las uniones de traslapo soldadas por costura generalmente son inferiores a las de las uniones de tope soldadas por fusión, debido a la excentricidad de las cargas sobre las uniones de traslapo y la muesca inherente a lo largo de la pepita en la zona interna de las Iáininas.



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\ ELECTRODO DE RUEDA SUPERIOR

RUEDA IMPULSORA DE FRICCION

PIEZA DE 7

/

ELECTRODO DE RUEDA INFERIOR ’ MÁQUINA CIRCULAR

/

Fiaura 17.18-Posición de los electrodos de rueda en un soldador de resistencia de costura

VARIACIONES DEL PROCESO LAS VARIACIONES DE la soldadura de resistencia de costura se muestran en la figura 17.19.

Soldadura de costura de traslapo LAS UNIONES DE TRASLAPO pueden soldarse por costura empleando dos electrodos de rueda [figura 17.19 (A)] o con una rueda y un mandril. El traslapo minimo de la unión es el mismo que para la soldadura de puntos, esto es, dos veces la distancia mínima al borde (distancia entre el centro de la pepita de soldadura y el borde de la lámina).

Soldadura de costura de masa LA SOLDADURA DE costura de masa es una vanación de la soldadura de resistencia que crea una unión de traslapo primordialmente por formación plástica y difusión, no por fusión y solidificación. EI espesor de la unión después de la soldadura es menor que el espesor de las dos láminas ensambladas.

La soldadura de costura de masa [figura 17.19 (B)] requiere bastante menos traslapo que la unión de traslapo convencional. Con los procedimientos de soldadura apropiados, el traslapo es

aproximadamente de 1 a 1.5 veces el espesor de la lámina. Se emplean electrodos de rueda anchos, de cara plana, que cubren por completo el traslapo. La soldadura de costura de masa requiere una fuerza de electrodos elevada, comente de soldadura continua y un control preciso de la fuerza, la comente, la velocidad de soldadura, el traslapo y el espesor de la unión para poder obtener características de soldadura consistentes. EI traslapo se mantiene dentro de tolerancias estrechas, por lo regular mediante sujeción rígida o soldadura provisional de las piezas.

Tipicamente, el lado expuesto o de vista del componente soldado se coloca contra un mandril que actúa como electrodo y sostiene los miembros que se van a unir. Un electrodo de rueda se aplica al lado de la unión que no se ve. La superficie de vista de la unión debe ser aplastada hasta quedar lo más plana posible de modo que tenga buen aspecto. Se requiere una colocación correcta de la rueda con respecto a la unión para obtener una cara soldada tersa. Si la apariencia del producto terminado es importante, puede ser necesario pulir un poco el área de soldadura antes de pintarla o recubrirla.

La soldadura de costura de masa produce junturas continuas de buen aspecto y libres de intersticios. Esto Último es necesario en aplicaciones que tienen exigencias estrictas en lo tocante a ia contaminación o la limpieza, como las costuras de recipientes para alimentos o los forros de los refrigeradores.



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554 S O L D A D U R A D E P U N T O S . D E C O S T U R A Y DE P R O Y E C C I Ó N

VISTA LATERAL

(A) SOLDADURA DE COSTURA DE TRASLAPO

VISTA FRONTAL

U~MINAS LIGERAMENTE

ELECTRODOS A

DESPUÉS DE SOLDAR ANTES DE SOLDAR

(B) SOLDADURA DE COSTURA DE MASA

ELECTRODO ACHAFIANADO

LADO DE ACABADO

DESPUESDESOLDAR

ANCHO Y PLANO

(c) SOLDADURA DE JUNTURA DE ACABADO METÁLICO

ANTES DE SOLDAR

Figura 17.19-Variaciones de la soldadura de resistencia de costura



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Entre las desventajas del proceso de soldadura de costura de masa están las siguientes:

(1) No linealidad en la unión, debido a la incapacidad del proceso para aplanar por completo la costura.

(2) Distorsión: el flujo lateral inherente del metal al ser soldado se restringe por la accesorización o las soldaduras provisionales.

(3) Se requiere accesorización muy rígida para resistir la distorsión de la soldadura.

Para obtener soldaduras aceptables, los materiales que se van a unir con esta técnica deben tener intervalos de temperatura plástica muy amplios. El acero de bajo carbono y el acero inoxidable se pueden soldar por costura de masa para ciertas aplicaciones.

Soldadura de costura de acabado metálico LAS SOLDADURAS DE costura de traslapo y de masa difieren en la cantidad de forjado, es decir, en qué tanto se aplastan. La soldadura de traslapo prácticamente no se aplasta, en tanto que el espesor de una soldadura de costura de masa se aproxima al de una sola lámina. En la soldadura de costura de acabado metálico sólo se aplasta un lado de la unión (figura 17.19C) y es un término medio entre las soldaduras de costura de traslapo y de masa.

El grado de deformación, o aplaste, tiene que ver con la geometría de la cara de uno de los electrodos de rueda y con la posición de la unión relativa a esa cara. La cara de la rueda está biselada a un lado del punto medio (figura 17.20), y esto vana la magnitud de la deformación a lo ancho de la unión. Se puede

I ELECTRODO INFERIOR I

Figura 17.20-Contorno de cara del electrodo y posición de la unión para la soldadura de costura de

acabado metálico

obtener un buen acabado superficial en el lado de la unión que se presiona contra la rueda plana si se emplean los procedimientos de soldadura apropiados.

Es preciso mantener dentro de tolerancias estrechas la coloca- ción del borde de la lámina que hace contacto con el electrodo de cara plana, relativa al bisel del otro electrodo (figura 17.20). En el caso de lámina de acero de bajo carbono de 0.8 mm (0.031 pulg) de espesor, por ejemplo, el borde debe estar a 0.4 mm (0.016 pulg) del centro, o menos. La distancia de traslapo no es crítica.

Se requiere mayor amperaje y mayor fuerza de los electrodos que para la soldadura de costura de masa, a causa de la mayor distancia de traslapo. Los materiales con los que se puede usar la soldadura de costura de masa (aquellos con intervalos de temperatura plástica amplios) también se sueldan fácilmente con esta vanación.

Soldadura de costura con electrodo de alambre EL PROCESO DE soldadura de costura con electrodo de alambre emplea un electrodo de alambre interpuesto entre cada electrodo de rueda y la pieza de trabajo (véase la figura 17.21). Esta variación del proceso se utiliza casi exclusivamente para soldar por costura productos de estaño empleados en la fabricación de latas. EI alambre de cobre viaja alrededor de los electrodos de rueda a la velocidad de soldadura y provee una superficie que se renueva continuamente, aunque no es consumido en la opera- ción de soldadura. Asi se evita la acumulación de estaño que habría en un electrodo de rueda de cobre. EI electrodo de alambre de cobre puede tener una sección transversal circular o plana.

El proceso requiere sistemas de soldadura de diseño especial. Las soldaduras de costura pueden hacerse con dos electrodos de rueda o con un electrodo de rueda y otro de mandril.

EI intervalo de temperaturas de una soldadura de costura con electrodo de alambre debe producir una buena adhesión en fase sólida sin exceder el punto de fusión del material base. Si la soldadura alcanza temperaturas superiores al punto de fusión del metal base, picos o salpicaduras de metal fundido serán expeli- dos de la unión. Estas salpicaduras pueden conducir a la COITO- sión del componente soldado, por lo que no son deseables. La soldadura de costura con electrodo de alambre no tolera grandes variaciones en la temperatura. Las variaciones de la temperatura de soldar que se deben a fluctuaciones de la potencia eléctrica o de la presión de los electrodos, o a cambios en las distancias de traslapo, normalmente son aceptables.

Soldadura de costura de unión a tope LA SOLDADURA DE costura de unión a tope se realiza con los bordes de las láminas formando una unión de tope. Una tira de metal delgada y angosta, alimentada entre las piezas de trabajo y el electrodo de rueda, se suelda a uno o a ambos lados de la unión. La tira de metal sirve como puente entre las dos piezas de trabajo, distribuye la corriente de soldadura a ambos bordes de las láminas, provee resistencia eléctrica adicional y contiene la pepita de soldadura fundida cuando ésta se forma. La tira funge coino metal de aporte y produce una unión de soldadura colineal o ligeramente reforzada (véase la figura 17.22).

La configuración del electrodo que hace contacto con la tira puede ser circular, triangular o plana. La tira de metal debe guiarse con exactitud y centrarse sobre la unión para asegurar que



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556 S O L D A D U R A D E P U N T O S . D E C O S T U R A Y D E P R O Y E C C I O N

rA

L A

SECCIÓN AA

Figura 17.21-Soldadura de costura con electrodo de alambre

Figura 17.21-Soldadura de costura de unión a tope



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SOLDADURA DE PUNTOS, DE C O S T U R A Y DE P R O Y E C C I O N 557

la comente se distribuya de manera uniforme a ambos bordes de las láminas. La tira puede soldarse por punto rodado a las lámi- nas, empleando baja potencia, antes de aplicar la soldadura de costura. Se requiere muy poco forjado de la unión durante la soldadura; por ello, hay menos distorsión de la unión en compa- ración con la soldadura de juntura de traslapo. La velocidad de recorrido para la soldadura de juntura de unión a tope en acero de bajo carbono es comparable a la de la soldadura de costura de traslapo. El procedimiento debe asegurar que las tiras se suelden a todo su ancho para evitar una reducción en la resistencia a la corrosión.

Otros tipos de soldadura de costura AL IGUAL QUE con la soldadura de puntos, es posible realizar dos soldaduras de costura en serie empleando dos cabezas de soldar, las cuales pueden estar montadas una al lado de la otra o en tándem. Se puede soldar dos costuras con la misma corriente de soldadura, y la demanda de potencia será apenas un poco mayor que para una sola soldadura.

La disposición de ruedas en tándem puede reducir el tiempo de soldadura en un SO%, ya que es posible soldar ambas mitades de UM unión simultáneamente. Así, para una unión de 182 cm (72 pulg) de largo, se pueden colocar dos cabezas de soldar con una separación de 91 cm (36 pulg), con el trayecto de corriente a través del trabajo desde un electrodo de rueda hasta el otro. En el otro lado de la unión se emplea un tercer electrodo continuo. La unión completa puede soldarse con sólo 91 cm (36 pulg) de recorrido.

BALANCE CALORíFICO LA SOLDADURA POR costura de metales disímiles o de espesores desiguales presenta los mismos problemas de balance calorífico que la soldadura de puntos. Las técnicas para mejorar el balance calorífico de la unión son similares: en las piezas de trabajo que requieran una densidad de comente menor o un enfriamiento más rápido, el área de contacto entre el trabajo y el electrodo puede agrandarse aumentando el diámetro o la anchura del electrodo de rueda. Como alternativa, uno de los electrodos de rueda o de mandril puede fabricarse con una aleación de mayor conductividad térmica, a fin de facilitar la eliminación del calor por conducción desde la pieza de trabajo a través del electrodo.

CICLO DE SOLDADURA TIPICAMENTE, LAS SOLDADURAS de resistencia de costura requieren comentes más altas que las de puntos, debido a la de- rivación de la corriente a través de las soldaduras hechas previamente.

La corriente para la soldadura de resistencia normalmente se suministra en pulsos cronometrados (tiempos de calentamien- to) separados por periodos de enfriado (tiempos de retención). Durante cada pulso de corriente se produce una pepita de soldadura. Para una velocidad de soldadura y ciclo de calentamiento- enfriamiento dados, la comente determina la profundidad de penetración de la soldadura. EI programa de comente de soldadura y la velocidad de recorrido controlan el traslapo de las pepitas. Al aumentar la velocidad de soldadura, hay que incre-

60 I I v I l I I

ACERO 1010, 0.078 pulg 50

40

30

20

10 I . I 1 . 1 I 1

2 3 4 5 6 TIEMPO DE ENFRIADO, CICLOS

NOTA: CONDICIONES DE SOLDADURA: TIEMPO DE CALENTAMIENTO, 6 CICLOS: FUERZA DE ELECTRODOS, 1500 Lü; CORRIENTE DE SOLDADURA, 18 950 A; VELOCIDAD DE SOLDADURA, 55 pulg/MIN. (FUENTE: RWMA BULLETIN 23)

Figura 17.23-Efectos del tiempo de enfriado sobre la penetración y traslapo de las pepitas en la soldadura

de costura

mentar la razón entre el tiempo de calentamiento y el de enfriado para poder mantener el traslapo de las pepitas de soldadura. El tiempo de calentamiento controla el tamaño de la pepita. La figura 17.23 muestra el efecto del tiempo de enfriado sobre la penetración de la pepita de soldadura (macrosección perpendicular a la línea central de la soldadura) y el traslapo de las pepitas (macrosección paralela a la línea central de la soldadura).

Si la corriente excede el nivel necesario para obtener las propiedades de la unión deseadas, las piezas de trabajo pueden quedar demasiado marcadas o quemadas. Los tiempos de calentamiento cortos, o las velocidades de soldadura rápidas, requieren niveles de comente más elevados para la formación correcta de la pepita de soldadura, pero pueden incrementar el desgaste de los electrodos.

Se utiliza comente alterna tanto a pulsos (intermitente) como constante para la soldadura de resistencia de juntura. Como ejemplo del proceso de soldadura de costura de traslapo, la tabla 17.2 indica las condiciones de soldadura de resistencia de costura sugeridas para soldar láminas de acero de bajo carbono sin recubrimiento.

Corriente a pulsos PARA LAMAYOR parte de las operaciones de soldadura de costura suele preferirse la comente a pulsos por las siguientes razones:

(1) Se puede controlar bien el calor. (2) Se permite que cada pepita de soldadura de la juntura se

(3) Se minimiza la distorsión de las piezas de trabajo. (4) Es fácil controlar la expulsión o el quemado. (5) Es posible obtener soldaduras firmes con mejor aparien-

enfríe bajo presión.

cia superficial.



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~ ~~~

Tabla 17.2 Programas sugeridos para soldar por costura lámina de acero de bajo carbono sin recubrimiento

Espesor 0.01 o 0.021 0.031 0.040 0.050 0.062 0.078 0.094 0.109 0.125

Anchura y forma del electrodo (pulg)

0.380 0.18 0.380 0.19 0.500 0.25 0.500 0.25 0.500 0.31 0.500 0.31 0.062 0.38 0.062 0.44 0.750 0.50 0.750 0.50

Traslapo de contacto mínimo

Fuerza

400 550 900 980

1050 1200 1500 1700 1950 2200

o Tiempo activo

(60 Hzs) 2 2 3 3 4 4 6 7 9

11

(ciclos) Tiempo inactivo

1 2 2 3 3 4 5 6 6 7

(ciclos)

Velocidad de Soldaduras soldadura Por (pulglmin) pulgada Corriente (A) (p ulg)

80 15.0 8000 0.38 75 12.0 1 t O00 0.44 72 10.0 13000 0.50 67 9.0 15000 0.50 65 8.0 16500 0.56 63 7.0 17500 0.62 55 6.0 19000 0.69 50 5.5 20000 0.75 48 5.0 21 O00 0.81 45 4.5 22000 0.88

~ ~~

Notas 1. Tipo de acero - SAE 1010 2. EI material debe estar libre de incrustaciones, Óxidos, pintura, grasa y aceite. 3. Condiciones de soldadura determinadas por el espesor de la pieza exterior, 'T".

5. Material del electrodo. Clase 2 Conductividad minima - 75% la del cobre Dureza minima - 75 Rockwell 'B"

4. Datos para pilas cuyo espesor total no exceda 4i". Razón máxima entre espesores: 3 a 1.

Para producir una costura a prueba de fugas, las pepitas deben traslaparse entre 15% y 20% del diámetro de la pepita, pero la resistencia mecánica máxima se alcanza cuando el traslapo está entre el 40% y el 50%. EI tamaño de la pepita dependerá del tiempo de calentamiento para una velocidad y corriente de soldadura dadas. La distancia de traslapo dependerá del tiempo de enfriado.

Para un determinado metal y espesor de lámina, el iiúinero de soldaduras (pepitas) por unidad de longitud que se pueden producir económicamente estará dentro de un intervalo. En general, al disminuir el espesor de las láminas, el r i h e r o de soldaduras por unidad de longitud deberá aumentar para obtener una costura fuerte, a prueba de fugas. La razón entre las soldaduras por centímetro y las soldaduras por minuto establecerá la velocidad de soldadura en centímetros por minuto. EI número de soldaduras por minuto es el número de ciclos de ca por minuto dividido entre la suma de los tiempos de calentamiento y enfriado (en ciclos) para una sola soldadura.

Para obtener el número mínimo de soldaduras por centímetro que producirán la costura requerida a una velocidad de soldadura dada, el tiempo de calentamiento y la comente de soldadura deberán ajustarse para dar la geometría de pepita requerida. En seguida deberá fijarse el tiempo de enfriado para obtener el traslapo de pepitas necesario. Como la reducción en el tiempo de enfriado puede incrementar la acumulación de calor, posiblemente auinente la penetración de las pepitas.

Soldadura de punto rodado LA SOLDADURA DE punto rodado consiste en hacer una serie de soldaduras de punto en fila con una ináquiiia de soldadura de

6. Para ensambles grandes el traslapo de contacto mínimo indicado deberá aumentarse 30%.

costura sin retraer el electrodo ni dejar de aplicar fuerza de electrodos entre soldaduras. La rotación de los electrodos de rueda puede detenerse o no durante el ciclo de soldadura. EI radio del electrodo de rueda, el contorno de su cara y el tiempo de soldadura influyen sobre la forma de la pepita, la cual suele tener forma ovalada.

EI espaciado de las soldaduras se obtiene ajustando el tiempo de enfriado con los electrodos de rueda girando continuamente a una velocidad fija. EI tiempo de retención en de hecho cero. La soldadura de punto rodado también puede efectuarse inte- rrumpiendo la rotación de los electrodos cuando se necesita un periodo de retención para consolidar la pepita de soldadura mientras se enfria.

Si se emplean electrodos de movimiento continuo, como suele hacerse, por lo regular el tiempo de soldadura es más corto y el amperaje de la corriente más alto que en el caso de la soldadura de puntos convencional. EI mayor ainperaje utilizado puede requerir el empleo de una fuerza de electrodos más intensa; si no es así, se aplican las prácticas recoinendadas para la soldadura de piintos

Corriente constante ENEL CASO del acero de bajo carbono, la corriente de soldadura puede aplicarse en fonna constante a lo largo de la costura a velocidades de recorrido altas, si es que la fomia de.oiida de la corriente disponible prodiice pepitas con el tainaiio y espaciado requeridos. En esta situación, la calidad de la soldadura estará supeditada a los requerimientos de volumen de producción. Se puede usar corriente constante para láminas de hasta 1 mm



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S O L D A D U R A D E PUNTOS, D E C O S T U R A Y D E P R O Y E C C I O N 559

(0.040 pulg) de espesor. Por encima de este espesor, la condición superficial tiene un efecto significativo sobre la soldadura, y la vida de los electrodos es corta. Las soldaduras de corriente constante en láminas de un cierto espesor pueden efectuarse a velocidades dentro de un intervalo amplio. Por ejemplo, dos láminas de acero de 1 mm de espesor pueden soldarse a velocidades que van desde 44 hasta 131 mm/s (105 a 310 puidmin). EI amperaje requerido aumenta con la velocidad.

Un problema que puede surgir en las operaciones con corriente alterna constante es la formación de arcos entre el electrodo de rueda y una región localizada del ensamble soldado en el lado de salida del electrodo. Los arcos puede producir la fusión superficial de la lámina y del electrodo. En los aceros, el rápido enfriamiento del metal fundido que resulta de la formación de arcos entre la pieza de trabajo y el electrodo puede originar la formación de martensita, que es quebradiza. La microestructura martensítica localizada puede ser un punto de inicio para la formación de grietas.

VELOCIDAD DE SOLDADURA LA VELOCIDAD DE soldadura depende del metal soldado, el espesor de las láminas y los requisitos de resistencia mecánica y calidad de la soldadura. En general, las velocidades de soldadura permisibles son mucho menores en el caso de los aceros inoxidables y metales no ferrosos debido a las restricciones sobre la tasa de calentamiento para evitar la expulsión de metal.

En algunas aplicaciones es necesario detener el movimiento de los electrodos y del trabajo cada vez que se hace una pepita de Soldadura. Esto suele hacerse con secciones de más de 4.78 mm (O. 188 pulg) de espesor y con metales que requieren ciclos de poscalentamiento o forjado para producir soldaduras con las propiedades deseadas. El movimiento interrumpido reduce de manera significativa la velocidad de soldadura debido al tiempo relativamente largo que se requiere para cada soldadura.

Si se emplea movimiento continuo, la comente de soldadura debe aumentarse y el tiempo de calentamiento reducirce al aumentar la velocidad de soldadura, a fin de mantener la calidad de la soldadura y la resistencia mecánica de la unión. Hay una velocidad más allá de la cual la comente de soldadura requerida puede causar un quemado indeseable de la superficie y adhesio- nes a los electrodos. Esto acelerará el desgaste de los electrodos.

ELECTRODOS LOS ELECTRODOS PARA soldadura de costura normalmente son ruedas con diámetros que van desde 50 hasta 600 mm (2 a 24 pulg). Los más comunes tienen diámetros de 175 a 300 mm (7 a 12 pulg) y anchuras de 10 a 19 mm (0.375 a 0.75 pulg).

La anchura de la sección transversal de la soldadura en la interfaz de las dos piezas de trabajo deberá ser entre 1.5 y 3 veces el espesor del miembro más delgado. La razón entre el ancho de la soldadura y el espesor de las láminas normalmente disminuye conforme aumenta el espesor. Cuando se emplean programas de soldadura comerciales, el ancho de la soldadura siempre es un poco menor que el de la cara del electrodo.

Si desea mayor información sobre los electrodos para soldadura de costura, consulte el capítulo 19, donde se revisa a fondo el tema.

ENFRIAMIENTO EXTERNO LOS h4ÉTODOS DE enfriamiento que se emplean comúnmente en la soldadura de costura son la inundación, la inmersión y el aerosol. Esto generalmente es adicional al enfriamiento interno de los componentes del circuito secundario de la máquina de soldar. Si no se emplea enfriamiento externo, es posible que el desgaste de los electrodos y la distorsión del trabajo sean excesivos. Para la soldadura de metales no ferrosos y acero inoxidable, el agua de la llave limpia es satisfactoria. En el caso de aceros ordinarios suele emplearse una solución de bórax al 5 I para minimizar la corrosión.

DISEÑO DE LAS UNIONES LOS DIVERSOS REQUISITOS que deben satisfacerse al diseñar uniones para soldadura de puntos se aplican a la soldadura de juntura, aunque aquí el diseño de los electrodos junto con los requisitos de montaje y hermeticidad implican ciertas limitaciones para los diseños.

Los electrodos de rueda son relativamente grandes y requieren acceso sin obstrucciones a la unión. Como los electrodos giran durante la soldadura, no se pueden insertar en recovecos pequeños ni esquinas internas. Las bridas externas deben cambiar de dirección con radios grandes para que se pueda producir una soldadura de costura fuerte y a prueba de fugas. Los diseños de uniones que incluyen esquinas de radio pequeño pueden causar problemas para la soldadura de resistencia de costura, y tal vez sea necesario disminuir las velocidades de soldadura para mantener la calidad del resultado.

La figura 17.24 presenta algunos diseños comunes de uniones soldadas por juntura; son similares a los empleados para aplicaciones de soldadura de puntos. La unión traslapada (figura 17.24A) es el diseño más común. Los bordes de la pieza de trabajo deben traslaparse lo suficiente para evitar la expulsión del metal de soldadura por los bordes de la pieza de trabajo. Sin embargo, un traslapo excesivo puede atrapar suciedad o humedad dentro de la unión y causar problemas de fabricación o servicio subsecuentes. Las soldaduras de costura de traslapo se emplean para las costuras longitudinales de latas, cubetas, tanques de agua, silenciadores y tubos de diámetros grandes y paredes delgadas.

Las uniones de brida son una modalidad de las uniones traslapadas. EI diseño de la figura 17.24 (B), en el que una de las piezas es recta, se emplea comúnmente para soldar extremos con brida a recipientes de diversos tipos. En la figura 17.24 (C) ambas piezas tienen brida. Este diseño se usa para unir las dos secciones de un tanque de gasolina para automóvil. Es frecuente que las piezas bridadas sean cóncavas para aumentar la resistencia mecánica; en este caso es necesario montar una de las ruedas, o ambas, con cierto ángulo para librar el trabajo, como se muestra en la figura 17.24 (D). El límite práctico es de 6" porque los ángulos mayores aplican demasiada tensión a los cojinetes.

Los diseños especializados pueden requerir un ajuste de la forma y el contorno del electrodo de rueda. Las piezas de trabajo que contienen contornos espaciados con regularidad pueden soldarse con electrodos de rueda muescados o segmentados (véase la figura 17.25).



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(A) UNIÓN TRASLAPADA

(c) UNIÓN BRIDADA

(B) UNIÓN BRIDADA

4 60

(D) ELECTRODO DE RUEDA ANGULADO

Figura 17.24-Ejemplos de uniones de soldadura de resistencia de costura

ELECTRODO DE RUEDA

PIEZA DE TRABAJO

DE JUNTURA

Figura 17.25-Electrodo de rueda muescada para soldar por costura una pieza de trabajo que tiene

obstrucciones en el camino de la rueda

SOLDADURA DE PROYECCIÓN

APLICACIONES LA SOLDADURA DE proyección se emplea principaimeiite para unir una pieza estampada, forjada o inaqoinada a otra pieza. Durante las operaciones de fonnacióii se producen una o más proyecciones en las piezas. Los sujetadores o dispositivos de montaje, como pernos, tuercas, chavetas, abrazaderas y manijas, pueden soldarse por proyección a una pieza de lámina metálica. La soldadura de proyección es útil sobre todo para producir vanas pepitas de soldadura simultáneamente entre dos piezas. Las marcas en una de las piezas pueden minimizarse colocando las proyecciones en la otra pieza.

El proceso se emplea generalniente para secciones con espesores entre 0.5 y 3.2 mm (0.02 y 0.125 pulg). Las secciones mis delgadas requieren máquinas soldadoras especiales capaces de

seguir el rápido colapso de las proyecciones. La soldadura de proyección puede usarse con diversos aceros al carbono y de alea- ción y algunas aleaciones de níquel.

VENTAJAS Y LIMITACIONES EN GENERAL, LA sokhhira de proyección se puede usar en lugar de Ia de puntos para unir piezas pequenas entre si y a piezas mayores. La selección de un método en vez del otro depende de los factores económicos, las ventajas y las desventajas de los dos procesos. Entre las principales ventajas de ia soldadura de pro- yección están las siguientes:

(1) Se pueden realizar varias soldaduras simultáneamente en un ciclo de soldadura de la máquina. Lo que limita el i i h e r o de



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soldaduras es la capacidad para aplicar una fuerza de electrodos y una comente uniformes a cada proyección.

(2) Puede haber menos traslapo de las piezas y menos sepa- ración entre las soldaduras, porque la proyección concentra la comente y no existe el problema de derivación por una soldadura adyacente.

(3) Se pueden manejar razones de espesor de por lo menos 6 a 1, gracias a la flexibilidad para fijar el tamaño y la ubicación de las proyecciones. Las proyecciones normalmente se colocan en la sección más gruesa.

(4) Las soldaduras de proyección se pueden ubicar con mayor precisión y consistencia que las de puntos, y generalmente son más uniformes debido a la uniformidad de las proyecciones. En consecuencia, las soldaduras de proyección pueden ser más pequeñas que las de puntos.

(5) La soldadura de proyección generalmente produce un mejor aspecto, en el lado donde no hay proyecciones, que el que puede lograrse con la soldadura de puntos. La deformación y elevación de la temperatura máximas ocurren en la pieza que lleva la proyección, dejando la otra parte relativamente fría y libre de distorsión, sobre todo en la superficie expuesta.

(6) Se emplean electrodos grandes de cara plana; en come- cuencia, el desgaste de electrodos es mucho menor que con la soldadura de puntos y se reducen los costos de mantenimiento. En algunos casos, los accesorios o colocadores de las piezas se combinan con los troqueles o electrodos de soldadura para unir piezas pequeñas.

. (7) El aceite, el orín, las incrustaciones y los recubriinieiitos presentan menos problemas que para la soldadura de puntos, porque la punta de la proyección tiende a atravesar el material ajeno desde el principio del ciclo de soldadura; pese a ello, la calidad de la soldadura será mejor si las superficies están limpias.

Las limitaciones más importantes de la soldadura de proyec- ción son las siguientes:

(1) La formación de proyecciones puede requerir una opera- ción adicional a menos que de por sí las piezas se moldeen por presión para obtener la forma diseñada.

(2) Si se hacen soldaduras múltiples, es necesario controlar con exactitud la altura de las proyecciones y la alineación de los troqueles de soldadura para uniformar la fuerza de los electrodos y la corriente de soldadura.

(3) En el caso de láminas de metal, el proceso está limitado a espesores en los que puedan formarse proyecciones con carac- terísticas aceptables (véase Diseños de proyecciones - metal en láminas) y para los que exista equipo de soldadura apropiado.

(4) Las soldaduras múltiples deben efectuarse siinultátiea- inente, lo que requiere equipo de mayor capacidad que la soldadura de puntos. Esto también limita el tamaño práctico del componente que contiene las proyecciones.

TIPOS DE UNIONES ALIGUAL QUE la soldadura de puntos y la de costura, la soldadura de proyección puede servir para producir uniones traslapadas. El número y forma de las proyecciones dependen de los requerimientos de resistencia mecánica de la unión.

Se pueden usar proyecciones circulares o anulares para soldar partes que requieren sellos a prueba de gas o de agua, o para ob-

tener una soldadura de mayor área que la obtenida con proyecciones de tipo botón.

DISENOS DE PROYECCIONES LA FORMA DE producir proyecciones depende del material en el que se formarán. En las piezas de lámina metálica las proyecciones generalmente se hacen por troquelado, a diferencia de las proyecciones en piezas de metal sólido que se forman ya sea por maquinado o por forjado. En el caso de las piezas estampadas, las proyecciones generalmente se colocan en el borde dei estampado.

El propósito de una proyección es localizar el calor y la pre- sión en un lugar específico de la unión. El diseño de la proyec- ción determina la densidad de comente. En la figura 17.26 se muestran diversos tipos de diseños de proyecciones.

Metal en laminas UN DISEÑO DE proyección para metal en lámina debe cumplir con los siguientes requisitos:

(1) Ser lo bastante rígido como para soportar la fuerza inicial del electrodo antes de aplicarse la corriente de soldadura.

(2) Tener la masa suficiente para calentar un punto en la otra superficie hasta la temperatura de soldadura. Si es demasiado pequeña, la proyección se colapsará antes de que la otra superficie se haya calentado lo suficiente.

(3) Colapsarse sin expulsión de metal entre las láminas ni separación de las láminas después de la soldadura.

(4) Ser fáciles de formar y no ser cizallados parcialmente de la lámina durante la operación de formación. Tales proyecciones pueden ser débiles y producir soldaduras que se desgarren fácil- mente de la lámina al someterse a una carga.

(5) Causar poca distorsión de la pieza durante la formación o la soldadura.

El diseño general de una proyección apropiada para lámina de acero se muestra en la figura 17.27. Este diseño evita la tendencia de la operación de formado a cizallar la lámina o adel- gazar de manera significativa la pared de la proyección. Los di- seños de punzón y troquel que producen proyecciones con esta forma se ilustran en la figura 17.28. Los tamaños de proyecciones recomendados para láminas de diversos espesores, y las dimensiones de punzón y troquel que producen estas proyecciones, se dan en la tabla 17.3.

Las proyecciones pueden alargarse para aumentar el tamaño de la pepita, y por ende la resistencia mecánica de la soldadura. En este caso, el contacto entre la proyección y la secciónopuesta es lineal. Las proyecciones alargadas se emplean principalmente con las láminas de mayor espesor.

En láminas delgadas se puede usar una proyección anular de diámetro pequeño en lugar de una proyección redonda. La proyección anular tiene mayor rigidez para resistir el colapso cuando se aplica la fuerza del electrodo.

Piezas maquinadas o forjadas EN LAS PIEZAS forjadas es frecuente usar proyecciones anulares para soportar cargas pesadas y para aplicaciones que requieren



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I I

Fiaura 17.26-Eiem~los de diseños de txovecciones

una unión hermética a la presión alrededor de un agujero entre dos piezas. Esta preparación produce además una soldadura de alta resistencia mecánica cuando un perno o relieve grande se suelda a una lámina metálica delgada. La figura 17.29 muestra dos aplicaciones de las proyecciones anulares. La cima del cordoncillo circular debe estar redondeada, sobre todo en el caso de secciones Desacias. con el finde mejorar el balance calorífico.

Existen varios diseños comerciales de sujetadores soldables para aplicaciones de soldadura de proyección. En la figura 17.30 se muestran algunos ejemplos representativos. Los diseños de las proyecciones y su número dependen de la aplicación.

BALANCE CALORíFICO Debe haber u k zonade alivio en la bise de la proyección, como se muestra en la figura 17.29 (C), para que el metal volcado lo Los SIGUIENTES FACTORES el balance calorifico:

rellene cuando la proyección se colapie. Esto asegurará una unión hermética sin hueco, como la de la figura 17.29 (D).

(1) Diseño y ubicación de las proyecciones. (2) Espesor de las secciones.



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S O L D A D U R A DE PUNTOS, D E C O S T U R A Y DE P R O Y E C C I d N 563

1 RADIO ESFÉRICO-\

EL ESPESOR DE LA PARED DE LA PROYECCIÓN DEBERÁ SER POR LO MENOS EL 70% DEL ESPESOR DE LA L Á M I N A J

LA PROYECCIÓN DEBERA DESVANECERSE EN LA SUPERFICIE DE LA LAMINA SIN ARRUGAS

Figura 17.27-Diseño básico de una proyección hecha en lámina de acero

PUNZÓN

k - A 4 TROQUEL \y 4 15'

RADIO DE LA PUNTA 'FI"

MATERIAL: ACERO DE HERRAMIENTA ENDURECIDO A 50-52 R C

Figura 17.28-Diseño básico de punzón y troquel para formar en lámina de acero proyecciones del tipo

mostrado en ia figura 17.27

(3) Conductividades térmica y eléctrica del metal soldado. (4) Velocidad de calentamiento. (5) Aleación del electrodo.

La distribución de calor en las dos secciones que se van a soldar por proyección debe ser razonablemente uniforme para poder obtener soldaduras fuertes, como en la soldadura de pun. tos. En la soldadura de proyección, la mayor parte del calor se genera en las proyecciones; en consecuencia, el equilibrio calo- rífico se logra conmayor facilidad en la soldadura de proyección

que en la de puntos. Sin embargo, el balance puede complicar- se si se realizan simultáneamente múltiples soldaduras de pro- yección. Se requiere una división uniforme de la comente de soldadura y de la fuerza de los electrodos para obtener un calentamiento uniforme de todas las proyecciones. Dado que los trayectos de la comente a través de las proyecciones están en paralelo, cualquier variación en la resistencia entre las proyecciones hará que la comente se distribuya en forma desigual.

Tabla 17.3 Dimensiones de punzón y troquel para proyecciones de domo esférico (véase la figura 17.28)

Punzón Troquel

Proyeccion Radio de la Diámetro del Diámetro Espesor Altura, Diámetro, Diámetro punta, R, agujero, B, de la o H, 2% D, 5% A 0.002 0.005 cámara

0.022-0034 0.025 0.090 0.375 0.031 0.076 0.090 0.036-0043 0.035 0.110 0.375 0.047 0.089 0.110 0.049-0054 0.038 O. 140 0.375 0.047 O. 104 0.130 0.061 -0067 0.042 0.150 0.375 0.062 0.120 0.150 0.077 0.048 0.180 0.375 0.062 0.1 44 0.180 0.092 0.050 0.210 0.500 0.078 0.172 0.21 o 0.107 0.055 0.240 0.500 0.078 0.196 0.240 0.123 0.058 0.270 0.500 0.094 0.221 0.270 0.135 0.062 0.300 0.500 0.109 0.250 0.300 O. 153 0.062 0.330 0.500 0.125 0.270 0.330 0.164 0.068 0.350 0.500 0.141 0.297 0.360 0.179 0.080 0.390 0.500 0.156 0.328 0.390 0.195 0.084 0.410 0.500 0.156 0.338 0.41 O 0.210 0.092 0.440 0.500 0.187 0.358 0.440 0.225 0.100 0.470 0.500 0.187 0.368 0.470 0.245 0.1 12 0.530 0.500 0.187 0.406 0.530

Todas las medidas están en pulgadas.



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f

(A) (BI RELIEVE ROSCADO

r SOLDADURA

wA ALIVIOPARA v%/1 LLENARSE y CONMETAL ';la VOLCADO

(Cl (Dl

PERNO DE HOMBRO

~~

Figura 77.29-Aplicación de la soldadura de proyección que emplean proyecciones anulares

Las proyecciones deben diseñarse de modo tal que aguanten la fuerza de electrodo necesaria para lograr un buen contacto eléctrico con la pieza opuesta, y que se colapsen al calentarse. Si hay múltiples proyecciones, variaciones ligeras en su altura pueden afectar el balance calorífico. Esto puede ocurrir como resultado del desgaste de los punzones con que se fonnan las proyecciones.

El balance calorífico en materiales de espesor disímil se mantiene colocando la proyección en la pieza más gruesa. El tamaño de la proyección se basa en los requisitos de calentamiento de la secciónmás delgada. De manera similar, para mantener el balance calorífico en materiales de conductividad distinta, la proyec- ción se coloca en la pieza de mayor conductividad (menor resistividad). La aleación elegida para los electrodos determina la conductividad del electrodo, que también puede afectar el balance calorifico.

CICLO DE SOLDADURA Corriente de soldadura LA CORRIENTE PARA cada proyección generalmente es menor que la requerida para producir una soldadura de punto en el mismo espesor del mismo material. La proyección se calentará rápidamente y el exceso de comente la fundirá provocando una expulsión; no obstante, la comente debe ser por io menos lo bastante alta como para crear fusión antes de que la proyección se haya colapsado por completo.

En el caso de múltiples proyecciones, la comente de soldadura total será aproximadamente igual a la comente para una

proyección multiplicada por el número de proyecciones. Puede ser necesario cierto ajuste para compensar las tolerancias normales de las proyecciones, el diseño de las piezas y la impedancia del circuito secundario.

Tiempo de soldadura EL TIEMPO DE soldadura es aproximadamente igual para una o varias proyecciones del mismo diseño. Aunque desde el punto de vista de la producción puede ser deseable un tiempo de soldadura corto, requerirá un amperaje más alto que puede causar sobrecalentamiento y expulsión de metal. En general, para la soldadura de proyección se usan tiempos de soldadura más largos y amperajes más bajos que para la soldadura de puntos.

En algunos casos puede resultar ventajosa la soldadura de múltiples impulsos para controlar la velocidad de calentamiento. Esto resulta útil cuando se sueldan secciones gruesas y metales de baja conductividad térmica.

Fuerza de electrodo LAFUERZADE electrodo que se use para la soldadura de proyec- ción dependerá del metal soldado, del diseño de las proyecciones y del número de proyecciones en la unión. La fuerza debe ser suficiente para aplanar por completo las proyecciones cuando alcancen la temperatura de soldadura, poniendo en contacto las superficies de ias piezas de trabajo. Una fuerza excesiva colap- sará prematuramente ias proyecciones y las pepitas de soldadura adquirirán forma de anillo, con una fusión incompleta en el centro.

La máquina de soldadura debe ser capaz de seguir mecánica- mente el trabajo con los electrodos cuando se colapsan las proyecciones. Un seguimiento lento permite la expulsión de metal antes de que se junten las piezas de trabajo.

La secuencia de sucesos durante la formación de una soldadura de proyección se muestra de manera esquemática en la figura 17.31. En la figura 17.31 (A) la proyección está en contacto con la lámina opuesta. En ia figura 17.31 (B), la comente ha comenzado a calentar la proyección hasta la temperatura de soldadura. La fuerza del electrodo hace que la proyec- ción caliente se colapse con rapidez y en seguida tiene lugar la fusión, como se muestra en la figura 17.31 (C). La soldadura terminada aparece en la figura 17.31 (D).

ELECTRODOS Y TROQUELES PARA SOLDADURA LAS AREAS DE las piezas que se van a unir con frecuencia son planas, excepto por las proyecciones. En tales casos se emplean electrodos grandes de cara plana. Cuando las superficies tienen algún contorno, los electrodos deben ajustarse a él, de modo que pueda aplicarse la fuerza sin distorsionar las piezas y pueda introducirse la comente sin sobrecalentar las áreas de contacto.

Si sólo hay una proyección, el diámetro de la cara del electrodo debe ser por lo menos el doble del diámetro de la proyec- ción. En el caso de múltiples proyecciones, la cara del electrodo deberá extenderse cuando menos un diámetro de proyección más allá de la frontera del patrón de proyecciones.



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S O L D A D U R A D E P U N T O S . D E C O S T U R A Y D E P R O Y E C C I O N 565

(A) PERNOS SOLDABLES

CLAVIJAS SOLDABLES

(C) TUERCAS Y COJINCILLOS SOLDABLES

~~~~~~~ ~~ ~ ~~~~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ _ ~ ~

Figura 17.30-Sujetadores para soldadura de proyección típicos disponibles en el mercado

El mejor material para los electrodos es aquel que tiene la suficiente dureza (para minimizar el desgaste) pero no se agrieta ni quema la superficie de la pieza. Si se observa quemado o agrietamiento, conviene usar una aleación más suave con mayor conductividad. Si hay múltiples proyecciones, el desgaste del electrodo puede alterar el equilibrio de la comente de soldadura y la fuerza de electrodo sobre las proyecciones, ocasionando la producción de soldaduras de calidad inaceptable.

Los electrodos para vo lhenes de producción altos a menudo tienen inserciones de material del Grupo B de la RWMA (Resis- tance Welder Manufacturers Association) en los puntos de mayor desgaste. En algunos casos resulta más económico e igualmente satisfactorio emplear electrodos de una pieza de aleación Clase 3, Grupo A de la RWMA.

Los electrodos de soldadura y los troqueles de colocación para soldadura de proyección generalmente se combinan. Con los troqueles apropiados, es posible lograr una exactitud comparable con la de cualquier otro proceso de ensamble. Los troqueles para soldadura deben satisfacer los siguientes requisitos:

(1) Colocar de manera precisa las piezas. (2) Permitir la carga y descarga rápidas. (3) No constituir un trayecto alternativo para la corriente de

(4) Para la soldadura con ca, estar hechos de materiales no

(5) Estar diseñados de manera que el operador pueda mani-

soldadura.

magnéticos.

pularlos sin peligro.

Los troqueles deben estar montados firmemente en la máqui- na de soldadura. Las piezas se embonan en un troquel y todas las soldaduras se hacen con una sola operación de la máquina. Una de las piezas puede colocarse relativa a la otra haciendo agujeros en una y semiperforaciones correspondientes en la otra. Las proyecciones por lo regular pueden troquelarse o forjarse en la misma operación.

En algunos diseños pueden usarse clavijas o mangas con aislante en el electrodo o el troquel para colocar y alinear las



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566 S O L D A D U R A D E PUNTOS, DE C O S T U R A Y DE P R O Y E C C I Ó N

TUERCA SO PILOTO DE ACERO

INA DE METAL POR PROYE

AISLANTE

Figura 17.32-Empleo de una clavija aislante para colocar una tuerca soldable

por resorte que pasa por el costado de un electrodo y sostiene a un perno para soldarlo. También puede usarse vacio para sostener piezas pequeñas en el electrodo o troquel superior si es que el diseño de las piezas lo permite.

El éxito de las operaciones de soldadura de proyección en la producción en lo que respecta a los electrodos depende en gran medida de la selección correcta de los materiales, una instalación apropiada y un mantenimiento escrupuloso. Si los troqueles se diseñan y construyen como es debido, lo que sigue en importancia es la instalación. En primer lugar, las platinas de la máquina soldadora deben ser paralelas entre si y perpendiculares al movimiento del ariete; además, deben estar tersas, limpias y libres de abolladuras y hoyos. Si no es así, hay que desmontar las platinas y maquinarlas hasta que queden planas y tersas antes de

Figura 17.31-Secuencia de sucesos durante la formación de una soldadura de proyección

LÁMINA - PERNO SOLDABLE DE METAL, / POR PROYECCION

piezas. En las figuras 17.32 y 17.33 se muestran algunos ejeiii- plos sencillos.

Si la pieza pequeña de un ensamble se puede colocar abajo y la parte grande encima, es fácil sostener la pieza pequeiia en un electrodo inferior retraído como el de la figura 17.34. Cuando se desea colocar una pieza pequeña encima de una mayor, hay un problema. Aveces la pieza pequeña puede colocarse y sostenerse mediante un dispositivo removible y luego soldarse con un electrodo superior plano. Las piezas que se aludan en el electrodo superior pueden sostenerse con sujetadores de resorte conectados al electrodo. La figura 17.35 muestra un reteiiedor tensado

~ ~ ~ ~~~~

Figura 17.33-Colocación de un perno soldable con una manga aislante



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TUERCA SOLDABLE

m ELECTRODO

ELECTRODO u TCI ELECTRODO

SOLDADURA

ELECTRODO Ld Figura 17.34-Empleo de un electrodo retraído para

colocar una tuerca soldable

instalar los troqueles. La verificación del paralelismo de las platinas debe hacerse cuando estén sometidas a las fuerzas de operación previstas. La mejor forma de hacerlo es colocando un bloque de acero con caras paralelas tersas entre las platinas, aplicando la fuerza de electrodos prevista y detectando los posibles huecos con calibradores de espesor.

EI siguiente paso es revisar las bases de los bloques de troquel; deben estar limpias, tersas, planas y libres de rebabas y abolladuras. Si no es así, deben rnaqiiinarse.

A continuación se instalan los troqueles en la máquina. La mayor parte de las máquinas tienen ranuras en “T’ situadas ortogonalmente una respecto a la otra en las dos platinas, a fin de permitir una alineación universal de los troqueles. Una vez alineados correctamente los troqueles, deberán sujetarse finnemente a las platinas. Con el trabajo colocado en los troqueles, se deberá ajustar la posición del ariete o la rodilla de la máquina para que tenga la carrera correcta, incluyendo la tolerancia necesaria para el vuelco de las proyecciones.

Si las puntas de las proyecciones están en el mismo plano y tienen altura unifonne, la configuración está lista para efectuar

n /AISLANTE

I I I - A’ PERNO SOLDABLE POR PROYECCION

Figura 17.35-Sujeción de un perno en el electrodo superior con un retenedor de resorte

soldaduras de prueba. Si la corriente o la fuerza no es uniforme en las proyecciones, la causa puede ser:

(1) Derivación de la comente por los colocadores. (2) Trayectos del circuito secundario de longitud desigual. (3) Juego excesivo en la cabeza de soldadura. (4) Demasiada desviación en la rodilla de la máquina.

Se recomienda evitar el empleo de calzas entre los componentes del troquel o entre los troqueles y las platinas. Si es preciso usar calzas, deberán ser únicamente láminas de cobre puro limpias y recocidas, con el área suficiente para transportar la comente secundaria.

Si las proyecciones se encuentran en superficies curvas o anguladas, se debe contar con plantillas exactas para revisar los troqueles. Cabe señalar que cuando se sueldan piezas curvas, o dos o inás piezas se sueldan a otras, las tolerancias de fábrica de los espesores de metal implicados pueden causar problemas. Estas tolerancias deben tenerse en cuenta en el diseño de las piezas y en la disposición de las proyecciones.

DISEÑO DE LAS UNIONES LOS DISEÑOS DE uniones traslapadas para la soldadura de pro- yección son similares a los destinados a soldadura de puntos. En general, el traslapo de ias uniones y las distancias al borde para soldadura de proyección pueden ser menores que para la soldadura de puntos. La mayor parte de las aplicaciones emplea múltiples proyecciones en las que la distancia mínima entre proyecciones debe ser dos veces el diámetro de una proyec- ción.

El diseño de las piezas en la parte de la unión puede estar bastante limitado porque los electrodos normalmente hacen contacto con varias proyecciones al inismo tiempo. Los electro-



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568 S O L D A D U R A D E P U N T O S . D E C O S T U R A Y D E P R O Y E C C I Ó N

dos deben estar firmemente montados en la máquina soldadora, y los miembros de soporte deben ser tan fuertes que minimicen la desviación cuando se aplica la fuerza de electrodo. Es común emplear máquinas soldadoras tipo prensa para las aplicaciones de soldadura de proyección.

El embonamiento es importante en el caso de la soldadura de múltiples proyecciones. Cada proyección debe estar en contacto con la superficie correspondiente para que pueda haber soldadura. La uniformidad de altura de las proyecciones es un factor determinante del embonamiento. Los troqueles de soldadura deben diseñarse con cuidado y fabricarse con exactitud para embonar con las piezas en las posiciones de soldadura; no debe ser necesario que deformen las piezas para obtener un buen embonamiento.

Si hay que minimizar el marcado de una de las superficies, las proyecciones deben colocarse en la otra pieza. Un electrodo grande y plano en el lado de vista de la unión deberá evitar las marcas de electrodo, aunque puede haber un leve encogimiento en cada soldadura de proyección, que podria ser visible después de algunas operaciones de acabado.

Si se emplean soldaduras de proyección para unir otros sujetadores, como tuercas y pernos soldables, deben contener suficientes proyecciones para soportar la carga diseñada. El dise- ño ha de probarse mediante ensayos mecánicos apropiados, y el control de calidad de producción deberá programarse para comprobar que la calidad de la soldadura no decaiga por debajo del nivel diseñado.

SOLDADURA DE ALAMBRE CRUZADO Principios generales LA SOLDADURA DE resistencia de alambres cruzados es, de hecho, una forma de soldadura de proyección. En la práctica, usualmente consiste en soldar varios alambres paralelos perpendicularmente a otro u otros alambres o varillas. Existen muchos métodos específicos para realizar la operación de soldadura, dependiendo de los requisitos de producción, pero el producto terminado es en esencia el mismo independientemente del mé- todo empleado. La figura 17.36 muestra una sección de una soldadura de alambre cruzado típica.

Entre los productos de alambres cruzados están los entrepa- ños para estufas y refrigeradores, parrillas de todo tipo, armazo-

Figura 17.36-Sección de una soldadura de alambre cruzado tipica

nes de pantallas de lámparas, materiales para cría y transporte de aves de corral, canastas de alambre, cercas, rejas y malla para concreto reforzado.

Los entrepaños de alambre pueden soldarse en una máquina de soldadura de proyección tipo prensa o en máquinas de indi- zación automática especiales con alimentación de tolva y una pistola para cada soldadura.

La malla para reforzar concreto se fabrica en máquinas continuas. Los alambres de suspensión se alimentan ya sea de rollos de alambre en el costado de la máquina o de cartuchos de alambre cortado. La malla soldada se enrolla como las alambradas o bien se corta en esteras que se apilan y amarran.

Igual que en la soldadura de puntos y de proyección, el alambre o la varilla deben estar limpios y libres de incrustaciones u óxido, suciedad, pintura, grasa pesada y otros recubrirnientos de alta resistencia. Se puede usar alambre. chapado o galvanizado, o varillas, pero en las soldaduras el recubrimiento se destruirá.

Materiales de alambre EL ALAMBRE DE acero de bajo carbono es el que se suelda con mayor frecuencia. En la tabla 17.4 se listan los ajustes típicos para una máquina de soldar alambre cruzado de este tipo. Le siguen en importancia los alambres de acero inoxidable y de cobre-níquel. Los alambres de aleación cobre-níquel requieren aproximadamente el mismo tiempo de soldadura y amperaje que los de acero al carbono, y alrededor del doble de fuerza de electrodo. Los alambres de acero inoxidable requieren también el mismo tiempo de soldadura, pero el 60% del amperaje y 2.5 veces la fuerza de electrodo.

Técnica de soldadura NORMALMENTE, LAS SOLDADURAS de alambre cruzado no se desbastan después de soldadas; por tanto, es posible que la principal consideración sea el aspecto, con la resistencia mecá- nica siguiéndole en importancia para muchas aplicaciones.

Al preparar la máquina soldadora, se debe tener en cuenta lo siguiente:

(1) Resistencia mecánica del diseño. (2) Aspecto. (3) Electrodos para soldar. (4) Fuerza de electrodo. (5) Tiempo de soldadura. (6) Comente de soldadura (calor).

La aplicación específica determinará qué es más importante, la resistencia mecánica o el aspecto, al configurar una aplicación de soldadura de alambre cruzado dada. Normalmente se da por hecho que se desean soldaduras de alta resistencia mecánica y apariencia aceptable.

La fuerza de electrodo, corriente de soldadura y tiempo de soldadura requeridos dependen de qué tanto deben comprimirse los alambres o varillas. Esta condición se denomina usentumien- to, y es la razón entre la disminución de altura de la unión y el diámetro del alambre más pequeño. En general, la resistencia mecánica de la soldadura aumenta con el porcentaje de "asentamiento".



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Los electrodos para soldar deben ser del material y la forma correctos, pensándose también en el enfriamiento por agua. Los electrodos de aleación RWMA Clase II suelen tener una du- ración aceptable, aunque en ocasiones se emplean caras de aleaciones más duras para aplicaciones especiales. Aunque es común usar electrodos planos para la soldadura de alambre cruzado, pueden obtenerse ciertas ventajas moldeándolos para que embo- nen con los alambres o varillas que se van a soldar. Los electrodos moldeados establecen un mejor contacto entre el electrodo y el trabajo.

La fuerza de electrodo depende del diámetro del alambre, el asentamiento especificado, el aspecto deseado y la resistencia

mecánica del diseño. Esta fuerza afecta la apariencia de la soldadura. Los valores dados en la tabla 17.4 producen soldaduras de buen aspecto. Si se usan fuerzas superiores sin reducir el tiempo de soldadura y aumentar la comente de soldadura, se obtendrá una resistencia mecánica inferior a la indicada en la tabla.

El tiempo de soldadura requerido depende del diámetro del alambre por soldar. Los mejores resultados se obtienen con los valores especificados en la tabla.

La comente de soldadura depende del diámetro y del asentamiento especificado. Debe ser un poco menor que la que produzca expulsión de metal caliente.

~~~~ ~ ~~ ~

Tabla 17.4 Condiciones para la soldadura por alambre cruzado de alambre de acero de bajo carbono

Diámetro del alambre,

pulg

111 6 118

3/16

5/16

711 6 1/2

1/16 118

311 6

511 6

711 6 1 /2

114

318

114

318

1/16 1 I8

311 6

511 6

711 6 112

114

318

Alambre estirado en frío Alambre estirado en caliente Tiempo de Fuerza del soldadura, electrodo,

ciclos Ib 15% de asentamiento

5 1 O0 10 125 17 360 23 580 30 825 40 1100 50 1400 60 1700

30% de asentamiento 5 150

10 260 17 600 23 850 30 1450 40 2060 50 2900 60 3400

50% de asentamiento 5 200

10 350 17 750 23 1240 30 2000 40 3000 50 4450 60 5300

Corriente de soldadura,

A

Resistencia mecánica de la soldadura. Ib

Tiempo de Fuerza del Corriente de soldadura, electrodo, soldadura,

ciclos Ib A

600 1800 3300 4500 6200 7400 9300

10300

800 2650 5000 6700 9300

11300 13800 15800

1 O00 3400 6000 8600

1 1400 14400 17400 21 O00

450 975

2000 3700 5100 6700 9600

12200

500 1125 2400 4200 61 O0 8350

1 1300 13600

550 1250 2500 4400 6500 8800

11900 14600

5 10 17 23 30 40 50 60

5 10 17 23 30 40 50 60

5 10 17 23 30 40 50 60

15% de asentamiento 1 O0 600 125 1850 360 3500 580 4900 825 6600

1100 7700 1400 1 O000 1700 1 1 O00

150 800 260 2770 600 51 O0 850 71 00

1450 9600 2060 11800 2900 14000 3400 16500

200 1 O00 350 3500 750 6300

1240 9000 2000 12000 3000 14900 4450 18000 5300 22000

30% de asentamiento

50% de asentamiento

Resistencia mecanica de la soldadura, Ib

350 750

1500 2800 4600 6200 8800

11500

400 850

1700 3000 5000 6800 9600

12400

450 900

1800 31 00 5300 7200

10200 13000

Reducción en la altura de la unión + o. Diámetro del alambre mas pequeño % de asentamiento -



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METALES SOLDADOS

PROPIEDADES QUE INFLUYEN EN LA SOLDABILIDAD LAS SIGUIENTES PROPIEDADES de íos metaies tienen que ver con su soldabilidad empleando técnicas de resistencia:

(1) Resistividad eléctrica. (2) Conductividad térmica. (3) Expansión térmica. (4) Dureza y resistencia mecánica. (5) Resistencia a la oxidación. (6) Intervalo de temperatura plástica. (7) Propiedades metalúrgicas.

Resistividad eléctrica LA RESISTIVIDAD DE la pieza de trabajo tal vez sea la propiedad más importante desde el punto de vista de la soldadura de resistencia, ya que el calor generado por la corriente de soldadura es directamente proporcional a la resistencia. Se requiere más comente para generar calor en unmetal de baja resistividad que en uno de alta resistividad. Un metal como el cobre puro es difícil de soldar por resistencia debido a su baja resistividad eléctrica. Además, la derivación de comente por soldaduras adyacentes es más significativa en los metales de baja resistividad. Por tanto, los metales con resistividad eléctrica elevada se consideran más soldables que los de baja resistividad. Además, las comentes altas requieren transformadores grandes y líneas de potencia de mayor diámetro, lo que incrementa los costos de equipo.

Conductividad térmica LA CONDUCTIVIDAD TÉRMICA es importante porque una parte del calor generado durante la soldadura de resistencia se pierde por conducción hacia el metal base. Esta pérdida debe compensarse con un mayor aporte de potencia; por tanto, los metales con alta conductividad térmica son menos soldables que los de baja conductividad. Las propiedades de conductividad eléctrica y térmica de los diversos metales van de la mano. El aluminio, por ejemplo, es un buen conductor tanto de la electricidad como del calor, en tanto que el acero inoxidable es un mal conductor de ambos.

Expansión térmica EL COEFICIENTEDE expansion ténnica es una medida del cambio que experimentan las dimensiones cuando varía la temperatura. Si este coeficiente es grande, puede esperarse defonnacióii y pandeo de los ensambles soldados.

Dureza y resistencia mecánica LA DUREZA Y la resistencia mecanka de los metales son importantes para la soldadura de resistencia. Los electrodos marcan fácilmente los metales suaves; los metales duros y resistentes requieren fuerzas de electrodo elevadas, que a su vez implican electrodos de gran dureza y resistencia mecánica para evitar que

se deformen rápidamente. Los metales que conservan su resistencia mecánica a altas temperaturas pueden requerir el empleo de máquinas soldadoras capaces de aplicar una fuerza de forjado a la soldadura.

Resistencia a la oxidación TODOS LOS METALES de uso común se oxidan en el aire, algunos con mayor facilidad que otros. El óxido superficial normalmente tiene una alta resistencia eléctrica, y las películas de óxido generalmente reducen la soldabilidad por resistencia de los metales. En la soldadura de puntos y de juntura pueden causar flameado de la superficie, adhesión de metal en el electrodo y una superficie d i aspecto deficiente. Si el espesor de la capa de óxido varía de un lugar a otro, la resistencia mecánica de la unión puede ser inconsistente.

Las aleaciones de aluminio forman óxidos superficiales con gran rapidez; por ello, las soldaduras deben efectuarse poco des- pués de limpiar el óxido a fin de evitar variaciones apreciables en la resistencia de contacto de las superficies. En cambio, el acero inoxidable casi nunca requiere la eliminación de óxidos previa a la soldadura después de haber sido limpiado en la fábrica antes de empacarlo y embarcarlo. La necesidad de eliminar los óxidos antes de soldar depende de la cantidad de óxido presente y la forma en que puede afectar las propiedades de la soldadura. Se pueden hacer mediciones de la resistencia superficial para confirmar la limpieza. En cualquier caso, todas las incrustaciones de fábrica, los óxidos de tratamientos caloríficos previos y los materiales ajenos como pinturas, compuestos de estirado o grasas deberán eliminarse antes de soldar por resistencia.

Intervalo de temperatura plástica SI EL METAL se funde y fluye en un intervalo de temperaturas estrecho, se hace necesario controlar con mayor precisión las variables de soldadura que en el caso de metales con un intervalo de temperatura plástica amplio. Esta propiedad puede influir considerablemente en los procedimientos y el equipo de soldadura. Las aleaciones de aluminio tienen intervalos plásticos estrechos y requieren un control preciso de la comente de soldadura, fuerza de electrodos y seguimiento de los electrodos durante la soldadura; la soldadura de proyección no se realiza comercialmente con aluminio. El acero de bajo carbono tiene un amplio intervalo plástico, y se suelda fáciimente por resistencia.

Propiedades metalúrgicas ENLA SOLDADURA de resistencia un volumen pequefio de metal se calienta hasta su temperatura de forjado o de fusión en un tiempo corto. En seguida, el metal caliente se enfría rápidamente gracias a los electrodos y al metal circundante. El metal trabajado en frío se recocerá en las áreas expuestas a este ciclo ténnico. En contraste, el rápido enfriamiento causará endurecimiento en algiiiios aceros. EI acero al carbono puede endurecer con tal rapidez que Ias soldaduras se agrieten; se requiere un ciclo de templado después del ciclo de soldadura para evitar este resqiie-



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brajamiento. Para lograr las propiedades mecánicas óptimas en la región de soldadura, las aleaciones tratables por calor deberán recibir un tratamiento témico adecuado después de soldadas.

ACERODEBAJOCARBONO LOS ACEROS DE bajo carbono generalmente contienen menos del 0.25 % de carbono. En general, la soldabilidad por resistencia de estos aceros es buena. Su resistividad eléctrica no es ni alta ni baja, y la endurecibilidad es reducida. Es posible obtener soldaduras de buena calidad en un intervalo amplio de valores de comente, fuerza de electrodo y tiempo de soldadura.

ACEROS ENDURECIBLES LOS ACEROS DE carbono medio pueden contener entre 0.25% y 0.55% de carbono; los aceros de alto carbono pueden contener entre 0.55% y 1.0% de carbono. Los aceros de baja aleación contienen hasta 5.5% de elementos de aleación totales, que incluyen cobalto, níquel, molibdeno, cromo, vanadio, tungsteno, aluminio y cobre.

Las adiciones de aleación producen ciertas propiedades deseables en los aceros. Los aceros pueden responder al tratamien- to con calor, y pueden ser duros y quebradizos si no se aplica un ciclo de templado después del calentamiento. En el caso de la soldadura de juntura, eso implica detener el movimiento después de que se forma cada pepita para poder aplicar el ciclo de templado. Existen controles especiales para realizar esta función en máquinas estándar.

En general, los aceros endurecibles son menos soldables que los aceros de bajo carbono, en virtud de su endurecibilidad.

ACEROS INOXIDABLES Los ACEROS INOXIDABLES contienen cantidades relativamente grandes de cromo o cromo y aluminio como elementos de alea- ción. Se dividen en tres grupos: martensíticos, ferríticos y aus- teníticos. El que un acero inoxidable sea endurecible o no depende de las cantidades de carbono, cromo y níquel presentes.

Tipos ferriticos y martensiticos ESTOS ACEROS PUEDEN ser endurecibles (tipos martensíticos) o no endurecibles (tipos ferríticos). Ambos tipos responden mal a la soldadura de resistencia. Si los tipos endurecibles se sueldan por resistencia, hay que tomar las precauciones que se explica- ron al hablar de los aceros de alto carbono y baja aleación. Los tipos no endurecibles tienen baja ductilidad y una estructura de grano grueso característica en la región de la soldadura. En general, estos aceros no son adecuados para aplicaciones en las que se requiere una soldadura dúctil. En los tipos martensíticos, un tratamiento con calor después de la soldadura mejora la ductilidad de la unión, pero semejante tratamiento no resulta benéfico para los tipos fem'ticos.

Tipo austenitico EXISTEN VARIOS ACEROS inoxidables austeníticos, cada uno con propiedades apropiadas para aplicaciones específicas. Los más

comunes contienen 18% de cromo, 8% de niquel y aproximadamente O. 10% de carbono. Los no estabilizados son propensos a la precipitación de carburo si se calientan durante un tiempo apreciable entre 800 y 1600°F; si el tiempo de soldadura es corto pueden soldarse por resistencia sin producir esa Precipitación perjudicial.

Estas aleaciones requieren menos comente que los aceros de bajo carbono, ya que su resistencia eléctrica es unas siete veces mayor. Se necesitan fuerzas de electrodo relativamente altas debido a su elevada resistencia mecánica a alta temperatura. Los aceros inoxidables austeníticos tienen coeficientes de expansión térmica mayores que los aceros al carbono, y por ello los ensambles soldados por costura podrían deformarse excesivamente. La distorsión puede reducirse empleando programas de soldadura que minimicen el aporte total de calor.

ALEACIONES A BASE DE NíQUEL EN GENERAL, LAS aleaciones a base de niquel se unen fácilmente mediante soldadura de resistencia. Sin embargo, las aleaciones a base de níquel coladas, endurecibles por precipitación, como la aleación 7 13C, que tiene baja ductilidad, suelen ser difíciles de soldar por resistencia sin que se agrieten. Se necesitan fuerzas de electrodo altas debido a la gran resistencia mecá- nica de las aleaciones a base de níquel a temperaturas elevadas. Estas aleaciones pierden elasticidad cuando se exponen a azufre, plomo y otros metales de bajo punto de fusión a altas temperaturas. Los aceites, grasas, lubricantes, materiales para marcar y otras sustancias ajenas que pudieran contener azufre o plomo deberán eliminarse de las piezas antes de soldarlas, pues de lo contrario puede haber formación de grietas en la soldadura. Sólo será necesario aplicar un baño quimico antes de soldar si las piezas presentan una capa apreciable de óxido, el cual puede reconocerse por las manchas en la superficie.

EI níquel puro puede soldarse con bastante facilidad. Puede haber cierta adherencia mecánica de los electrodos debido a la elevada conductividad eléctrica del níquel. Para la soldadura de puntos se recomienda un electrodo de domo restringido con ángulo de cono de 170 grados.

EI Monel 400 es una aleación de aproximadamente dos tercios de níquel y un tercio de cobre. Tiene resistividad eléctrica y resistencia mecánica superiores a las del acero de bajo carbono; por tanto, para esta aleación se requiere una corriente de soldadura un poco más baja y una fuerza de electrodos más alta que para el acero de bajo carbono.

El Monel K-500, que puede endurecerse por envejecimiento a 538°C ( iOOO"F>, tiene mayor resistividad eléctrica y resistencia mecánica que el Monel 400, pero menor conductividad térmica. Por tanto, se requieren corrientes de soldadura menores pero fuerzas de electrodo mayores para el Monel K-500 que para el Monel 400. El Monel K-500 que ha sido endurecido se agrietará si se le somete a esfuerzos de tensión apreciables a 595°C (1 100°F); las soldaduras de puntos, juntura y proyección debe- rán realizarse en material recocido.

Inconel 600 contiene aproximadamente 78 % de níquel 15 % de cromo y 7% de hierro. También presenta mayor resistividad eléctrica y resistencia mecánica, y menor conductividad térmica, que el Monel 400; por tanto, se requieren corrientes de soldadura más baja y fuerzas de electrodo más altas para esta aleación. Inconel 600 se puede soldar fácilmente por resistencia empleando procedimientos similares a los aplicables al acero inoxidable.



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572 S O L D A D U R A D E P U N T O S . D E C O S T U R A Y D E P R O Y E C C I O N

Inconel X-750, Inconel 718 e Inconel 722 son aleaciones endurecibles por envejecimiento. Poseen resistencia mecánica elevada a altas temperaturas, y tienen alta resistividad eléctrica. Para estas aleaciones se requieren comentes de soldadura relativamente bajas y fuerzas de electrodo altas. La soldadura de proyección puede realizarse fácilmente con máquinas capaces de aplicar la fuerza suficiente. Estos Inconels deben soldarse después de un recocido en solución.

comentes de soldadura altas y tiempos de soldadura cortos. Se recomienda usar máquinas con cabezas de baja inercia para la soldadura de puntos y de costura, porque estas aleaciones se ablandan rápidamente a la temperatura de soldar. La cabeza de aleación debe aceleraLse rápidamente para poder mantener el contacto entre los electrodos y el trabajo, y evitar la expulsión de metal. La soldadura por proyección de aluminio y magnesio no se efectúa comercialmente porque son plásticos dentro de intervalos de temperatura estrechos.

ALEACIONES DE COBRE ALEACIONES DE TITANIO LAS ALEACIONES DE cobre presentan una amplia gama de solda- - -

bilidad que vana de manera casi inversa con su resistencia eléctrica. Cuando la resistencia es baja, son difíciles de soldar; cuando es alta, se sueldan con relativa facilidad. Es necesario emplear máquinas con la suficiente capacidad de corriente que puedan aplicar fuerzas moderadas. Debido al intervalo plástico relativamente estrecho de estas aleaciones, es recomendable usar máquinas con cabezas de baja inercia para que el electrodo superior pueda seguir con rapidez el trabajo y mantener la presión sobre la unión, evitando la expulsión de metal. Las má- quinas deberán ser capaces de controlar con precisión la corriente y el tiempo de soldadura y la fuerza de electrodo, en virtud de la sensibilidad de estas aleaciones a cambios en las condiciones de soldadura. Se recomiendan tiempos de soldadura más cortos para evitar la expulsión de metal y la adhesión del electrodo aí trabajo. La fusión de los electrodos con el trabajo puede reducirse empleando electrodos recubiertos con un metal refractario.

más fáciles de soldar conforme aumenta el contenido de cinc, ya que crece su resistividad eléctrica. Los latones rojos son difíciles de soldar, pero los de alto contenido de cinc se pueden soldar dentro de un intervalo amplio de condiciones de soldadura, si bien el

acero al carbono.

silicio (bronce de silicio) y cobre y aluminio (bronce de alum- nio) son relativamente fáciles de soldar debido a su resistividad eléctrica relativamente alta. Estas aleaciones, sobre todo el broil- ce fosforado, tienden a ser friables en caliente, lo que puede redundar en agrietamiento de la soldadura.

EL T I T A N ~ ~ Y sus aleaciones son fáciles de soldar por resistencia. Este proceso se favorece por sus conductividades térmica y eléctrica relativamente bajas. Aunque el titanio y sus aleaciones son muy sensibles a la pérdida de elasticidad causada por la reacción con aire a las temperaturas de soldadura, se pueden soldar por resistencia sin necesidad de protegerlas con un gas inerte. Durante la soldadura, el metal fundido queda rodeado completamente por el metal base, lo que lo protege de la conta- minación; además, el tiempo de soldadura es corto.

ACEROS RECUBIERTOS Y CHAPADOS ACEROS CHAPADOS y recubiertos se pueden soldar por

puntos, costura o proyección, pero la calidad de la soldadura a menudo depende de la composición y el espesor del recubrimiento. Los aceros suelen recubrirse para hacerlos más resistentes a la corrosión, más decorativos, o ambas ,nientos de soldadura deben asegurar que se preserve hasta donde sea razonable la función del recubriiniento y a la vez producir soldaduras fuertes. Los requisitos de

máquina similares a los empleados con el acero al carbono des-

de factores, incluidos su efecto sobre la resistencia de contacto, el grado aceptable de Inarcado por los electrodos, la tendencia del recubriiniento a alearse con el metal base y la tendencia del electrodo a

El espesor del recubrimiento es la variable más importante que afecta la soldabilidad de estos aceros. Si el espesor del recubrimiento presenta problemas para soldar, muchas veces pueden obtenerse soldaduras de ineior calidad reduciendo el

Las de ‘Obre y cinc (latones) se

Los

de energía es en el del resistencia 1necálGca por 10 regular implican parámetros de ]a

Las de ‘Obre Y (bronce fosfcrado), ‘Obre Y nudo. Los ajustes para compensar el recubrimiento dependerán

al trabajo.

ALEACIONES DE ALUMINIO Y MAGNES10 TODAS LAS ALEACIONES comerciales de aluminio y inagiiesio que se producen en forma de láminas y extnisiones pueden soldarse por puntos y por juntura, siempre que los espesores de las piezas no sean excesivos. Se requiere equipo de soldadura apropiado, preparación correcta de las superficies y procedimientos de soldadura adecuados para producir resultados satisfactorios.

Las aleaciones de aluminio y de magnesio tienen conductividades térmica y eléctrica elevadas, de modo que se requieren

grosor del recubrimiento. Se puede obtener una pepita de soldadura del tamafio deseado sin alterar demasiado las superficies exteriores si se eleva ia corriente de soldadura y la fuerza de electrodo, y se acorta el tiempo que se usaria para soldar el mismo espesor de acero desnudo. Pese a ello, es difícil impedir la aleación y la adhesión de metal en la periferia de la cara del electrodo, sobre todo en el caso de recubrimientos con bajo punto de fusión, como el plomo, el estaño y el cinc. Los tiempos de soldadura cortos, el buen mantenimiento de las puntas y el cuidado del enfriamiento del electrodo son las mejores medidas preventivas.



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PROGRAMAS DE SOLDADURA AL PREPARARSE PARA soldar un metal y diseño de unión dados, hay que establecer un programa que produzca soldaduras con las especificaciones de diseño previstas. La experiencia previa puede ser un punto de partida para la confguración inicial. Si la aplicación es nueva, una consulta de la información publicada sobre la soldadura del material con el proceso designado servirá de guía para la configuración inicial.

Pueden efectuarse y probarse soldaduras de muestra modificando una variable del proceso a la vez dentro de un intervalo, a fin de establecer un valor aceptable para esa variable. Puede ser necesario determinar los efectos de una variable en vanos niveles de otra. Por ejemplo, el tiempo de soldadura o de calentamiento y la fuerza de electrodo se pueden evaluar en vanos niveles de comente. El examen visual y los resultados de pruebas destructivas pueden servir para selecccionar un programa de soldadura apropiado. Por último, es recomendable soldar y someter a pruebas destructivas las primeras piezas de produc- ción, o simulaciones de ellas. Luego se harán ajustes finales al

programa de soldadura para satisfacer los requisitos de diseño o de especificación.

Es posible que el fabricante del equipo pueda proporcionar programas iniciales para muchas aleaciones comerciales. Otros pueden encontrarse en las siguientes publicaciones:

(1) AWS C1.l, Prácticas recomendadas para la soldadura de

(2) AWS C1.3, Prácticas recomendadas para soldar por re-

(3) AWS D8.5, Prácticas recomendadas para soldadura de

(4) AWS D8.7, Prácticas recomendadas para soldadura de

(5) Resistance Welding Manual, 4a. ed., Resistance Welder

(6) Metals Handbook, vol. 6, 9a. ed., ASM International,

resistencia.

sistencia aceros de bajo carbono recubiertos.

resistencia de puntos con pistola portátil automotriz.

resistencia de puntos de calidad automotriz.

Manufacturers Association, 1989.

1983.

CALIDAD DE LA SOLDADURA LA CALIDAD DE SOLDADURA requerida depende primordialmente de la aplicación. En aviones y vehículos espaciales, la calidad de soldadura debe cumplir con varias especificaciones muy estrictas. En otras aplicaciones, como los automóviles, las especificaciones son menos rígidas. En general, la calidad de las soldaduras de resistencia por puntos, costura y proyección se detenninan con base en lo siguiente:

(1) Aspecto de la superficie. (2) Tamaño de la soldadura. (3) Penetración. (4) Resistencia mecánica y ductilidad. (5) Discontinuidades internas. (6) Separación de las láminas y expulsión de metal.

Desafortunadamente, el tamaño de pepita y la penetración, dos de los factores que más afectan la resistencia mecánica de las soldaduras, no se pueden determinar sin inspecciones destructivas. Por añadidura, tanto el examen metalográfico destruc- tivo como la prueba de corte por tensión de soldaduras de muestra, de uso tan común, tienen limitaciones inherentes. El diseñador debe estar consciente de estas deficiencias al considerar la soldadura de resistencia por puntos, costura o proyección para una aplicación.

Se ha tenido cierto éxito en la aplicación de controles de vigilancia o adaptativos, por ejemplo los basados en medir a expan- sión térmica de la pepita de soldadura en formación y del metal base circundante durante el calentamiento y la fusión, con el fin de asegurar la producción de soldaduras de resistencia que siempre sean aceptables. Tales éxitos tal vez compensen la im- posibilidad de poder inspeccionar el tamaño de la pepita y la penetración sin destruirla, as¡ como las limitaciones inherentes de los ensayos destructivos de soldaduras de muestra.

APARIENCIA DE LA SUPERFICIE NORMALMENTE, LA SUPERFICIE de una soldadura de puntos, de juntura o de proyección debe presentar un aspecto relativamente terso. Debe ser redondeada u ovalada en el caso de una pieza de trabajo moldeada, y libre de fusión superficial, depósito de electrodo, hoyos, grietas, marcado excesivo por el electrodo o cualquier otra condición que revele un mantenimiento u opera- ción incorrectos de los electrodos.

En la tabla 17.5 se listan algunas de las condiciones superficiales indeseables más comunes, sus causas y sus efectos sobre la calidad de la soldadura.

TAMAÑO DE LA SOLDADURA EL DIÁMETRO O anchura de la zona fundida debe satisfacer los requisitos de la especificación o criterio de diseño apropiado. En la tabla 17.6 se da el diámetro de la zona de fusión requerido para piezas de trabajo de diversos espesores. De no haber tales requerimientos, habrá que seguir las prácticas aceptadas del taller o las siguientes reglas generales:

(1) Las soldaduras de punto, para reproducirse de manera confiable en las condiciones de producción normales, deberán tener un diámetro de pepita mínimo de 3.5 a 4 veces el espesor de la pieza exterior más delgada.

(2) Las pepitas individuales de una soldadura de juntura a prueba de fugas deberán traslaparse un 25% como mínimo. El diámetro de la pepita deberá ser de por lo menos 3.5 a 4 veces el espesor de la pieza exterior más delgada.

(3) Las soldaduras de proyección deberán tener un diámetro de pepita igual al diámetro de la proyección original, o incluso mayor.



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Tabla 17.5 Condiciones s u p e r f i c i a l e s indeseables para soldaduras de puntos

Tipo Causa Efecto

1. Marcas de electrodo Drofundas. Cara de electrodo mal DUlida: falta de control de la Pérdida de resistencia mecánica de la soldadura

2. Fusión superficial (casi siempre acompañada de marcas profundas del electrodo).

3. Soldadura de forma irregular.

4. Depósito del electrodo sobre el trabajo (casi siempre acompañado por fusión superficial).

5. Grietas, cavidades profundas o agujeros diminutos.

fuena de electrodo~velddad excesiva de generación de calor debido a una resistencia de contacto elevada (baja fuerza de eledrodo).

Metal con incrustaciones o sucio; baja fuerza de electrodos; falta de alineación del trabajo; excesiva corriente de soldadura; electrodos mal pulidos; secuencia de presión y corriente incorrecta.

Falta de alineación del trabajo; desgaste excesivo del electrodo o pulido incorrecto del mismo; embonamiento deficiente de las piezas; presión del electrodo contra el radio de la brida; deslizamiento; limpieza deficiente de la superficie de los electrodos.

Material con incrustaciones o sucio; baja fuerza de electrodo o corriente de soldadura excesiva; mantenimiento incorrecto de la cara de contacto del electrodo; electrodo de material inapropiado; secuencia incorrecta de fuerza de electrodo y corriente de soldadura.

Retiro de la fuerza de electrodos antes de que las soldaduras se hayan solidificado; generación excesiva de calor que produce expulsión masiva de metal fundido; piezas mal embonadas que requieren casi toda la fuerza de electrodo para poner en contacto las superficies de empalme.

por la reducción del espesor del metal en la periferia del área de soldadura; mal aspecto.

Soldaduras pequeñas debido a la elevada expulsión de metal fundido; cavidad grande en la zona de soldadura que se extiende hasta la superficie; mayor costo de eliminación de rebabas de la superficie exterior del trabajo; corta vida de los electrodos y pérdida de tiempo de producción por tener que pulir los electrodos frecuentemente.

Soldaduras con menor resistencia mecánica debido a la alteración del área de contacto en la zona interior y a la expulsión de metal fundido.

Mal aspecto; menor resistencia a la corrosión; menor resistencia mecánica de la soldadura si se expele metal fundido; más corta vida de los electrodos.

Reducción de la resistencia a la fatiga si la soldadura está sometida a tensión o si la grieta o la imperfección se extiende hasta la periferia del area de soldadura; aumento en la corrosión por la acumulación de sustancias corrosivas en la cavidad o grieta.

Tabla 17.6 Valores típicos de tamaño (diámetro) de pepita mínimo requerido para láminas de diversos espesores

Espesor nominal de la lámina Espesor nominal de la lámina más delgada Tamafio de pepita más delgada Tamafio de pepita

Pub (mm) PU@ (mm) PUkI (mm) Pub (mm) 0.001 0.002 0.003 0.004 0.005 0.006 0.007 0.008 0.01 o 0.012 0.01 6 0.018 0.020 0.022 0.025 0.028 0.032

(0.03) (0.05) (0.08) (0.10) (0.1 2)

(0.1 8) (0.20)

(0.16)

(0.25) (0.30) (0.40)

(0.50) (0.56) (0.65) (0.70) (0.80)

' (0.45)

0.01 o 0.01 5 0.020 0.030 0.035 0.040 0.045 0.050 0.060 0.070 0.085 0.090 0.100 0.105 0.01 20 0.1 30 0.140

(0.25) (0.38) (0.50) (0.76) (0.89) (1.02) (1.14) (1.27) (1.52) (1.78) (2.16) (2.29) (2.54) (2.68) (3.05) (3.30) (3.56)

0.036 0.040 0.045 0.050 0.056 0.063 0.071 0.080 0.090 0.100 0.112 0.125 0.140 0.160 0.180 0.190

(0.90) (1 .OO) (1.10) (1.20)

(1.80) (2.00) (2.30) (2.50) (2.80) (3.20) (3.60) (4.10) (4.60) (4.80)

(1.40) (1.60)

0.1 60 (3.81)

0.170 (4.32)

0.190 (4.82) 0.200 (5.08)

0.225 (5.72) 0.240 (6.10) 0.250 (6.35) 0.260 (6.60) 0.280 (7.1 1) 0.300 (7.62) 0.320 (8.13) 0.340 (8.64) 0.350 (8.89)

0.160 (4.06)

0.1 80 (4.57)

0.21 o (5.33)



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Existe un límite superior para el tamaño de pepita de una soldadura de punto, de costura o de proyección. Dado que este límite por lo regular lo determinan la configuración de la pieza, el costo y lo práctico que resulte efectuar la soldadura, cada usuario deberá establecerlo con base en los requisitos dei diseño y las prácticas vigentes en el taller.

PENETRACIÓN LA PENETRACIÓN ES la profundidad hasta la que se extiende la pepita de soldadura en las piezas que se están soldando. En general, la penetración mínima aceptable es el 20% del espesor de la pieza exterior más delgada. Si la penetración no alcanza el 20%, se dice que la soldadura es fría, ya que el calor generado en la zona de soldadura o zona interna de la unión fue insuficiente. Normalmente, la penetración máxima aceptable es el 80% del espesor de la pieza exterior más delgada. Una penetración excesiva (digamos del 100%) producirá expulsión, depresión de la superficie y deterioro rápido de los electrodos. La figura 17.37 muestra ejemplos de penetración normal, excesiva e insuficiente.

RESISTENCIA MECÁNICA Y DUCTILIDAD LAS ESTRUCTURAS UNIDAS por soldaduras de puntos, juntura o proyección por lo regular se diseñan de modo que las soldaduras soporten cargas de cizallamiento cuando las piezas se sometan a cargas de tensión o compresión. En algunas aplicaciones, las soldaduras se cargan en tensión o una combinación dg tensión y cizallamiento, pero sólo si la dirección de la carga es normal al piano de la unión. Las soldaduras de juntura también pueden someterse a una acción de pelado.

Los requisitos de resistencia mecánica de ias soldaduras de puntos y de proyección normalmente se especifican en kilogramos (libras) por soldadura. En el caso de las soldaduras de juntura, la resistencia mecánica suele expresarse en kilogramos por metro (o lb/pulg) de juntura. Estos requisitos son para un espesor de lámina dado. La resistencia mecánica de las soldaduras de puntos y de proyección aumenta con el diámetro de las

~

Figura 4 7.37-Penetración en soldaduras de puntos

pepitas, aunque el esfuerzo unitario medio disminuye. Esto U1- timo se debe a la creciente tendencia a fallar por el borde conforme el tamaño de la pepita aumenta. En acero de bajo carbono, el esfuerzo de corte medio calculado para fracturar buenas soldaduras vm’a entre 69 y 414 MPa ( i0 a 60 ksi). Los valores bajos se aplican a soldaduras relativamente grandes, y los altos a soldaduras relativamente pequeñas. En ambos casos, el esfuerzo de tensión real en la lámina en la periferia de la soldadura se acerca o llega a la resistencia mecánica a la tensión dei metal base. Por esta razón, la resistencia de corte de ias soldaduras circulares tiende a variar linealmente con el diámetro de la pepita.

Las soldaduras de punto o proyección individuales no resisten mucho la torsión cuando el eje de rotación es perpendicular al plano de las piezas soldadas. La resistencia torsional tiende a variar con el cubo del diámetro de la pepita. Casi no hay defor- mación torsional en soldaduras de baja ductilidad antes de que fallen. Los desplazamientos angulares pueden variar entre 5 y i 80 grados dependiendo de la ductilidad del metal soldado. La torsión generalmente se usa para cizallar soldaduras en la interfaz a fin de medir el diámetro de la pepita, cuando el espesor dei metal base lo permite.

Los métodos estándar para medir la ductilidad, como los que miden el porcentaje de alargamiento o reducción del área en una prueba de tensión, no pueden adaptarse a las soldaduras de puntos, de costura o de proyección. Las pruebas de dureza son io que más se acerca a las pruebas de ductilidad para estas soldaduras. Cabe señalar que si bien la ductilidad de una alea- ción dada disminuye al aumentar la dureza, diferentes aleaciones con la misma dureza no tienen por fuerza la misma ductilidad.

Otro método para indicar la ductilidad de una soldadura de punto o de proyección consiste en detenninar la razón de su resistencia tensión-corte d i r e ~ t a . ~ Una soldadura con buena ductilidad tiene una razón grande; una con poca ductilidad tiene una razón baja. Si se especifica esta razón, el valor mínimo para soldaduras de acero endurecible después del templado es por lo regular de 0.25.

Existen vanos métodos para minimizar el efecto endurecedor del enfriamiento rápido de las soldaduras. Algunos de ellos son:

(I) Usar tiempos de soldadura largos para aportar calor al trabajo.

(2) Precalentar el área de soldadura con una corriente de precalentainiento.

(3) Templar la soldadura y las zonas afectadas por el calor con una corriente de templado durante cierto intervalo después del tiempo de soldadura.

(4) Recocer o templar en estufa el ensamble soldado.

LAS DISCONTINUIDADES INTERNAS de lac soldaduras de reckten- cia incluyen grietas, porosidad o metal esponjoso, cavidades grandes y, en algunos metales recubieatos, inclusiones metáli- cas. En general, estas discontinuidades no menoscaban la resistencia estática o a la fatiga de una soldadura si están situadas eil

4. Este método se puede consultar eii Weldrig Hamfbook, vol. I , 8a. edición.



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la porción central de la pepita. Esto es así porque los esfuerzos son prácticamente cero en dicha porción. Por otro lado, no deberá haber defectos en la periferia de una soldadura, donde se concentran los esfuerzos de carga. Las tensiones tan altas en la periferia de la soldadura se pueden atribuir al gran factor de concentración’ de esfuerzos asociado a la geometría traslapada de la unión. Puesto que una concentración de esfuerzos elevada puede reducir considerablemente la resistencia a la fatiga o la vida útil de un metal, la soldadura de puntos, de costura y de proyección generalmente no se utilizan para aplicaciones en las que la unión será sometida a esfuerzos de carga cíclicos intensos.

Las soldaduras de puntos, de juntura y de proyección en espesores de metal de 1 mm (0.040 pulg) y mayores pueden presentar algo de porosidad por encogimiento en el centro de la pepita de soldadura, como se ilustra en la figura 17.38 (A). Esta porosidad es menos pronunciada en unas soldaduras que en otras debido a la diferencia en la acción de forjado de los electrodos sobre el metal caliente. La porosidad o cavidades causadas por una expulsión considerable de metal fundido, como en la figura 17.38 (B), son mucho más grandes que las cavidades por encogimiento. En la soldadura de producción de diversos metales normalmente se espera un cierto número de cavidades de expul- sión. Las expulsiones grandes son el resultado de condiciones de soldadura inapropiadas.

Los defectos internos de las soldaduras de puntos, de juntura y de proyección generalmente se deben a una fuerza de electrodo deficiente, comente de soldadura elevada, mal embonarniento o traslapo insuficiente. También pueden ser ocasionadas por velocidades de soldadura excesivas o por el retiro prematuro de la fuerza de electrodo poco después de la interrupción de la corriente de soldadura. En estas condiciones, la pepita de soldadura no se forja como es debido durante el enfriamiento.

Cuando se observan indicios de agrietamiento al examinar la zona afectada por el calor a baja amplificación, conviene inspeccionar estas señales a mayor amplificación para detenninar si se trata de grietas verdaderas o de nucleación. Como puede verse en la figura 17.39, un área nucleada contiene material con estructura dendrítica. Al parecer, la nucleación se debe a una fusión incipiente o rellenado de grietas de la zona ténnicamente afectada con metal fundido, basándose en la estructura dendrítica. Aparentemente, la nucleación no afecta la utilidad de la unión soldada, como lo indica la experiencia de servicio de diversos

5. En R. E. Peterson, Stress Conceniraiion Factors, Nueva York, John Wiley and Sons, 1974, se puede encontrar un tratamiento detallado de los factores de concentración de esfuerzos.

Figura 17.38-Cavidades de encogimiento en soldaduras de punto

componentes de motor a reacción, como toberas y cubiertas de combustores, fabricados con aleaciones a base de níquel y soldados por resistencia.

SEPARACIÓN ûE LAMINAS LAS LÁMINAS SE separan en las superficies de empalme por la expansión y contracción del metal soldado y el efecto de forja de los electrodos sobre la pepita caliente. La magnitud de la separación varía con el espesor de la lámina, aumentando al aumentar el espesor.

La separación excesiva de las láminas tiene las mismas causas que la depresión de las superficies, con la cual está relacionada. Si las caras de los electrodos no están bien moldeadas, actúan como punzones cuando se aplica una fuerza de electrodo elevada y tienden a reducir el espesor de la unión, volcar el metal radialmente y levantar las láminas alrededor de los electrodos. Este problema se ilustra en la figura 17.40 (obsérvese que una lámina tiene capas).



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Figura 17.39-Nucleación en una soldadura de juntura de Inconel 718 (area llena de material dendritico)



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Figura 17.40-Separación excesiva de las láminas (una lámina tiene capas)

SEGURIDAD LA SOLDADURA DE puntos, de juntura y de proyección puede implicar situaciones peligrosas que pueden evitarse tomando las precauciones apropiadas que se bosquejan en las siguientes secciones.

PELIGROS MECÁNICOS Guardas LOS CONTROLES DE arranque del equipo de soldaduras, como los interruptores y botones, deberán acomodarse o protegerse de modo que el operador no los pueda accionar sin darse cuenta.

En algunas instalaciones de máquinas soldadoras de múltiples pistolas, las manos del operador pueden tener que pasar bajo el punto de operación. Estas máquinas deben proveerse de guardas apropiadas en forma de compuertas con sensores de aproxima- ción, cerrojos, bloques, barreras o controles de dos manos.

Botones de paro TODAS LAS MÁQUINAS soldadoras deben contar con uno o más botones de paro, con un mínimo de uno en cada posición de operador.

EQUIPO PERSONAL EL EQUIPO PROTECTOR requerido depende de la aplicación de soldadura en cuestión. En general, se requiere el siguiente equipo para la soldadura de resistencia:

(1) Protección ocular, en forma de caretas o gafas con lentes endurecidos; las caretas son el método de protección preferido.

(2) Protección para la piel, consistente en guantes y ropa no inflamables con el mínimo de bolsillos y pufios en los que puedan atorarse partículas calientes o fundidas.

(3) Calzado protector.

PELIGROS ELÉCTRICOS EL EQUIPO DE soldadura de resistencia debe diseñarse de niodo que se evite el contacto accidental con partes del sistema que presenten peligros eléctricos. Los componentes de alto voltaje deben contar con aislamiento eléctrico adecuado y estar totalmente encerrados. Todas las puertas, paneles de acceso y tableros de control de las máquinas soldadoras deben mantenerse cerrados o interbloqueados, a fin de evitar el acceso de personal no autorizado. Los interbloqueos deben interrumpir efectivamente ia potencia y descargar todos los condensadores de alto voltaje a una carga resistiva adecuada en el momento en que se abre la puerta o panel. Además, deberá haber un interruptor manual u otro dispositivo apropiado para asegurar la descarga total de los condensadores de alto voltaje.

Todo el equipo eléctrico debe aterrizarse debidamente, y el secundario del transformador debe conectarse a tierra o proveerse de una protección equivalente. En el equipo portátil, los circuitos de control externos para iniciar la soldadura deberán operar con bajos voltajes.

ANSI 249.1, Seguridad al soldar y cortar (última edición) contiene información adicional sobre prácticas seguras para soldar por resistencia.



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LISTA DE LECTURAS COMPLEMENTARIAS Adams, T. “Nondestructive evaluation of resistance spot wel-

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SOLDADURA POR DESTELLO, DE VUELCO Y DE

~ PERCUSI~N Soldadura por destello 582

Soldadura de vuelco 598

Soldadura de percusión 603

Seguridad 608



P. Dent, Presidente Grumman Aircrafr Systems


R. G. Gasser FerrantilSciaky, Incorporated


D. L. Hallum Bethlehem Steel Corporation

J. W. Lee Textron Lycoming

R. B. McCauley McCauley Associates

D. H. Oris Armco, Incorporated


W. T. Shieh General Electric Company

K. C. Wu PertroySquare D.

MANUAL DE SOLDADURA: A. F. Manz A. F. Manz. Associates

MIEMBRO DEL COMITE DEL



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SOLDADURA POR DESTELLO, DE VUELCO

I

Y DE PERCUSION SOLDADURA POR DESTELLO LAS SOLDADURAS POR destello, de vuelco y de percusión constituyen una familia de procesos de soldadura empleados para unir piezas de sección transversal similar realizando la soldadura simultáneamente en toda el área de unión, sin añadir metal de aporte. En algún momento antes, durante o después del ciclo de calentamiento se aplica una fuerza de vuelco para hacer que las piezas entren en contacto íntimo. Lo que distingue estos tres procesos de soldadura es el método de calentamiento y el tiempo de aplicación de la fuerza. La soldadura de percusión también puede usarse para unir la punta o el extremo de una pieza pequeña a una superficie plana.

DEFINICIÓN Y DESCRIPCIÓN GENERAL LA SOLDADURA POR destello Vush welding, FW) o instantánea es un proceso de soldadura de resistencia que produce una soldadura en las superficies de empalme de una unión a tope mediante una acción de destello y la aplicación de presión una vez que el calentamiento prácticamente ha terminado. La acción de destello, causada por las densidades de comente tan elevadas en puntos de contacto pequeños entre las piezas de trabajo, expulsa material de la unión al tiempo que las piezas se juntan lentamente. La soldadura se completa mediante un vuelco rápido de las piezas de trabajo.

Las dos piezas que se van a unir se sujetan en dados (electrodos) conectados al secundario de un transfonnador de soldadura de resistencia. Se aplica voltaje al tiempo que una pieza se acerca lentamente a la otra. Cuando se establece el contacto a través de irregularidades de la superficie, ocurre calentamiento por resistencia en esos puntos. El elevado amperaje hace que el metal se

funda y vaporice con rapidez en los puntos de contacto, formán- dose en seguida arcos diminutos. Esta acción se conoce como “destello”. Conforme las piezas se juntan a una velocidad apropiada, el destello continúa hasta que las superficies de empalme quedan cubiertas de metal fundido y un tramo corto de cada una alcanza la temperatura de forjado. A continuación se crea una soldadura por la aplicación de una fuerza de vuelco que hace que las superficies de empalme fundidas hagan contacto total y se forje la unión. El voltaje de destello se interrumpe al iniciarse el vuelco. El metal solidificado que es expulsado de la interfaz se denomina “material de destello”.

PRINCIPIOS DE FUNCIONAMIENTO LOS PASOS BASICOS de una secuencia de soldadura por destello son los siguientes:

(1) Colocar las piezas en la máquina. (2) Sujetar las piezas en los dados (electrodos). (3) Aplicar el voltaje de destello. (4) Iniciar el movimiento de las platinas para causar el destello. (5 ) Destellar a voltaje normal. (6) Terminar el destello. (7) Volcar la zona de soldadura. (8) Soltar el ensamble soldado. (9) Regresar las platinas y descargarlas.

En la figura 18.1 se ilustran estos pasos básicos. Es posible añadir pasos adicionales como precalentamiento, destello de doble voltaje, poscalentamiento y recorte del material de destello, según lo exija la aplicación.



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S O L D A D U R A

U U

U - /\

Figura 18.1-Pasos básicos de la soldadura de destello: (A) colocar y sujetar las piezas; (B) aplicar voltaje de destello e iniciar el movimiento de las platinas; (C)

destellar: íD) volcar e interrumpir la corriente

EI destello ocurre entre las superficies de empalme cuando la pieza móvil se acerca a la estacionaria; se genera calor en la unión y la temperatura de las piezas aumenta con el tiempo. La acción de destello (pérdida de metal) se intensifica al aumentar la temperatura de las piezas.

Las gráficas que relacionan el movimiento de las piezas con el tiempo se conocen como patrones de destello. En la mayor parte de los casos, el patrón de destello deberá indicar un periodo inicial de movimiento a velocidad constante de una de las piezas

P O R D E S T E L L O . D E V U E L C O Y D E P E R C U S I O N 583

hacia la otra para promover el inicio del destello. Luego, este movimiento lineal se deberá convertir en una aceleración siguiendo una curva casi parabólica. Este patrón de movimiento se conoce como destelloparabólico.

Para producir una unión fuerte con vuelco uniforme, la distribución de temperatura en la unión deberá ser pareja, y la temperatura media de la superficie de empalme deberá ser la temperatura de fusión del metal. Una vez alcanzadas estas condiciones, ya no será necesario que continúe el destello.

La pendiente del gradiente de temperatura correspondiente a una distribución de temperatura estable es función de la acele- ración de la pieza durante el destello parabólico. En general, cuanto mayor sea la tasa de aceleración de la pieza, mayor será la pendiente del gradiente de temperatura, estable que se produzca. Así, la forma de la curva de distribución de temperatura en una aplicación detenninada se puede controlar escogiendo el patrón de destello apropiado. Puesto que la resistencia al vencimiento por compresión de un metal es sensible a la temperatura, el comportamiento del metal durante la porción de vuelco del ciclo de soldadura depende notablemente del patrón de destello. Por tanto, la selección del patrón de destello es de suma importancia para la producción de soldaduras por destello firmes. La distancia de destello mínima es la cantidad de destello requerida para producir una distribución de temperatura estable. Desde un punto de vista práctico, la distancia de destello deberá ser un poco mayor que la magnitud mínima aceptable, a fin de garantizar que siempre se alcance una distribución de temperatura estable.

El vuelco ocurre cuando se logra una distribución de temperatura estable gracias al destello y las dos piezas se juntan con rapidez. Las partes móviles deberán acelerarse bruscamente para que el metal fundido de las superficies de destello sea extruido antes de que se pueda solidificar en la unión. El movimiento deberá continuar con la fuerza suficiente para volcar el metal y soldar las dos piezas.

En ocasiones se aplica una corriente de vuelco en el momento de volcarse la unión para mantener la temperatura mediante calentamiento de resistencia. Esto permite volcar la unión sin tener que aplicar tanta fuerza. La comente de vuelco normalmente se ajusta por control electrónico del calor con base en la experiencia o bien en pruebas de soldadura.

VENTAJAS Y LIMITACIONES LAS UNIONES A tope entre piezas de sección transversal similar se pueden soldar por fricción y por vuelco, además de por destello. La diferencia principal entre la soldadura por fricción y la soldadura por vuelco o por destello es que el calor para la soldadura de fricción se genera por frotamiento entre las superficies de empalme, no por resistencia eléctrica. La soldadura de vuelco es similar a la de destello, excepto que no hay acción de destello.

Entre las ventajas importantes de la soldadura por destello están las siguientes:

(1) Es posible soldar piezas con sección transversal no circular: por ejemplo, ángulos, secciones en “ H y rectángulos. No se requiere rotación de las piezas.

(2) Las piezas con sección transversal similar se pueden soldar con sus ejes alineados o formando un ángulo, dentro de ciertos limites.



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584 S O L D A D U R A P O R D E S T E L L O , D E V U E L C O Y D E P E R C U S I Ó N

(3) La pelicula de metal fundido en la superficies de empalme y su expulsión durante el vuelco sirve para eliminar impurezas de la cara interna.

(4) La preparación de las superficies de empalme no es critica, excepto en el caso de piezas grandes que pudieran requerir un bisel para iniciar el destello.

(5) Es posible soldar anillos con diversas secciones transversales.

(6) Las zonas térmicamente afectadas de las soldaduras de destello son mucho más angostas que las de las soldaduras de vuelco.

Entre las limitaciones del proceso están:

(1) La elevada demanda de potencia monofásica produce un desequilibrio en las lineas de potencia primaria trifásica.

(2) Las partículas de metal fundido expulsadas durante el destello representan un peligro de incendio, pueden herir al operador y dañar ejes y cojinetes. El operador deberá protegerse los ojos y la cara, y se deberá usar una barrera o escudo para bloquear las chispas.

(3) Casi siempre es necesaria la eliminación del material de destello y de vuelco, lo cual puede requerir equipo especial.

(4) En ocasiones resulta dificil alinear piezas de trabajo con sección transversal pequeña.

(5) Las piezas por unir deben tener secciones transversales casi idénticas.

APLICACIONES DE LA SOLDADURA POR DESTELLO Metales base MUCHAS ALEACIONES FERROSAS y no ferrosas se pueden soldar por destello. Entre los metales típicos están los aceros al carbono y de baja aleación, los aceros inoxidables y las aleaciones de aluminio, de niquel y de cobre. Las aleaciones de titanio pueden soldarse por destello, pero se necesita un escudo de gas inerte para desplazar el aire de las inmediaciones de la unión y minimizar la pérdida de elasticidad.

Es posible soldar por destello metales disímiles si sus caracteristicas de vuelco son similares. La disparidad se puede con- trarrestarhasta cierto punto con una diferencia en las extensiones iniciales entre los dados de sujeción, ajustando la distancia de destello y modificando las variables de soldadura. Como ejemplos representativos tenemos la soldadura de aluminio a cobre o de una aleación de níquel a acero.

Productos representativos EN LA INDUSTRIA automotriz se emplean centros de ruedas producidos a partir de anillos soldados por destello que se forman de placas planas de acero rodado en frio. En la industria eléctrica se usan armazones de motores y generadores producidos soldando por destello placas y barras previamente enrolladas para darles forma cilindrica. Las cajas cilíndricas para transformadores, las bridas circulares y los sellos para las cajas de transformadores de potencia son otros ejemplos. En la industria aeroespacial se emplean soldaduras de destello en la fabricación de puntales para tren de aterrizaje, ensamblados de control, aspas

de hélice huecas y anillos para los bastidores de motores a reacción y cohetes.

En la industria del petróleo se usan tuberías para perforación con piezas de unión soldadas por destello. Varios ferrocarriles importantes están empleando la soldadura por destello para unit rieles de acero con relativamente alto contenido de carbono. En muchos casos, la soldadura se efectua en el campo empleando máquinas soldadoras y equipo generador portátil montado en carros de ferrocarril.

En ocasiones se utilizan juntas a inglete en la producción de marcos rectangulares para ventanas, puertas y otros componentes arquitectónicos. Estos productos suelen hacerse con aceros al carbono e inoxidables simples, aleaciones de aluminio, latones y bronces. Por lo regular, las cargas de servicio son limitadas, pero los requisitos de apariencia de las uniones terminadas son estrictos.

EQUIPO Máquinas representativas UNA MÁQUINA PARA soldar por destello tipica consta de seis componentes principales:

(1) El lecho de la máquina con guías para las platinas. (2) Las platinas que se montan sobre las guias. (3) Dos unidades de sujeción, una de las cuales está conec-

tada en forma rígida a cada platina para alinear y sostener las piezas que se van a soldar.

(4) Un mecanismo para controlar el movimiento de la platina móvil.

(5) Un transformador de soldadura con derivaciones ajustables. (6) Controles de secuencia para iniciar el movimiento de las

piezas y la corriente de destello.

Las máquinas para soldar por destello pueden ser manuales, seiniautoináticas o totalmente automáticas en sus operaciones, aunque la gran mayoría pertenece a las dos últimas categorías. En la operación manual, el operador controla la velocidad de la platina desde el momento en que se inicia el destello hasta que se completa el vuelco. En la operación semiautomática, el operador por lo regular inicia el destello manualmente y luego enciende un ciclo automático que completa la soldadura. En la operación totalmente automática, las piezas se cargan en la má- quina y el ciclo de soldadura se lleva a cabo automáticamente. En muchas máquinas pequeñas de soldadura por destello, el movimiento de las platinas se impulsa mecánicamente por medio de una leva conectada a un motor eléctrico a través de un reductor de velocidad. Las máquinas grandes pueden ser de operación hidráulica o neumática. EI equipo para soldadura por destello se estudia en el capitulo 19.

El personal de Operación debe recibir instrucciones para manejar la maquinaria en forma segura. Las manos nunca deben acercarse a las partes en movimiento, y debe evitarse todo contacto con las superficies cargadas eléctricamente.

Controles y equipo auxiliar LOS CONTROLES ELECTRICOS de las maquinas para soldar por destello son del tipo integral, disefiadas para establecer la secuencia de Operaciones, regular la corriente de soldadura y



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S O L D A D U R A P O R D E S T E L L O , D E V U E L C O Y D E P E R C U S 1 6 N 585

controlar con precisión la posición de las platinas durante el destello y el vuelco. Los contactores de rectificador controlado por silicio (SCR) se utilizan ampliamente en las máquinas que extraen hasta 1 2 0 A de las líneas de potencia. En las máquinas más grandes son comunes los contactores ignitrón.

Los ciclos de precalentamiento y poscalentamiento normalmente se regulan por medio de cronómetros electrónicos y controles de calor de cambio de fase. Los cronómetros para estas funciones pueden iniciarse manual o automáticamente en el orden correcto durante el periodo de soldadura.

Dados Los DADOS DE soldadura por destello, a diferencia de los electrodos para soldadura de puntos y de costura, no están en contac- to directo con el área de soldadura; se les puede considerar como abrazaderas para sostener las piezas y conducir la comente. Como la densidad de comente en estos troqueles suele ser baja, pueden usarse materiales relativamente duros de baja conductividad eléctrica. No obstante, en sistemas de producción de alto volumen puede ser necesario enfriar con agua los troqueles para evitar el sobrecalentamiento.

No existe un diseño estándar para estos dados, ya que deben ajustarse al contorno de las piezas por soldar. El tamaño de los dados depende en gran medida de la geometría de las piezas que se van a unir y de la rigidez mecánica requerida para mantener la alineación correcta de las piezas durante el vuelco. Por lo regular, los dados se sujetan mecánicamente a las platinas de la máquina soldadora.

EI área de contacto de los electrodos deberá ser lo más grande que resulte práctico para evitar quemaduras locales en los dados. Las superficies de contacto pueden incorporarse en inserciones pequeñas unidas a troqueles de mayor tamaño para que su reemplazo no implique un costo elevado y sea más fácil desmontarlos para su rectificación. Con frecuencia se emplea una inserción de contacto hecha con material del Grupo B de la RWMA' unida al dado por soldadura fuerte; con esto se obtiene una resistencia óptima al desgaste.

Si las piezas están apoyadas en la parte posterior, de modo que los dados no necesitan soportar la fuerza de vuelco, las presiones de sujeción sólo necesitan ser lo bastante altas como para establecer un buen contacto eléctrico. Si no es posible apoyar atrás el trabajo, puede ser necesario usar inserciones de abrazadera con dientes de sierra. En este caso, las inserciones suelen fabricarse con acero de herramienta endurecido.

Los dados para soldadura por destello sufren desgaste pero no se aplastan. Al desgastarse, es posible que el área de contacto se reduzca y origine puntos calientes locales (quemaduras de troquel). Los troqueles deben mantenerse limpios, pues el material de destello y la suciedad tenderán a incrustarse en ellos y dar lugar a puntos calientes y quemaduras de troquel. Todos los pernos, tuercas y demás dispositivos de sujeción de los dados deberán estar bien apretados. En el capítulo 19 se proporciona información adicional sobre los dados y otros materiales para soldadura por destello.

Accesorios y respaldos LAS FUNCIONES DE los accesorios para la soldadura por destello son (1) colocar con rapidez y precisión dos o más piezas en cierta posición relativa, (2) sostenerlas en la posición correcta mientras se sueldan y (3) soltar con facilidad el ensamble ya soldado. Los accesorios pueden sujetarse a la máquina o formar parte integral de ella. Las piezas se cargan directamente en el accesorio y se sueldan.

Los procesos de soldadura de resistencia son muy rápidos comparados con otros métodos de unión. Si ha de alcanzarse el volumen de producción máximo, los accesorios deberán cargarse y descargarse con facilidad. AI diseñar un accesorio, habrá que considerar los siguientes factores:

(1) Es recomendable emplear abrazaderas de acción rápida, palancas acodilladas y otros dispositivos similares. A veces se usan pernos de expulsión para facilitar el retiro del ensamble terminado.

(2) El accesorio debe diseñarse de modo que la comente de soldadura no se desvíe a través de los dispositivos de colocación. Esto puede implicar el aislamiento eléctrico de los pernos y las tiras colocadoras.

(3) Normalmente son preferibles los materiales no magnéti- cos, pues cualquier material magnético situado en la garganta de la máquina elevará la impedancia eléctrica y limitará la corriente máxima que puede suministrar la máquina.

(4) El operador deberá poder cargar y descargar las piezas sin peligro alguno. Para esto puede ser necesario el empleo de dispositivos de eslabón giratorio o deslizadores para poder sacar el accesorio de la máquina. Al mismo tiempo, una guarda deberá bloquear el acceso para que el operador no pueda meter las manos entre las platinas. Esta guarda también puede hacer las veces de escudo para el destello.

(5) El accesorio debe contemplar el movimiento de las piezas al sujetarlas en los troqueles.

(6) Todos los cojinetes, pernos, deslizadores, etc., deberán estar protegidos contra salpicaduras y el destello.

Los respaldos son necesarios si los dados de sujeción no pueden evitar el deslizamiento de las piezas cuando se aplica la fuerza de vuelco. Suele haber deslizamiento cuando la sección de la pieza que está en el troquel es demasiado pequeña para sujetarla de manera efectiva, o la pieza no puede soportar una fuerza de sujeción elevada sin dañarse.

Los respaldos muchas veces son escuadras de acero que se pueden sujetar a la platina en diversas posiciones. Las escuadras pueden tener topes fijos o ajustables para las piezas.

PROCEDIMIENTOS DE SOLDADURA EN TODA OPERACION de soldadura intervienen numerosas variables que afectan la calidad de la soldadura resultante. Por esta razón, conviene desarrollar un procedimiento de soldadura que prescriba los valores de dichas variables para asegurar resultados de calidad consistente. La soldadura por destello implica variables dimensionales, eléctricas, de fuerza y de tiempo. Las variables dimensionales se muestran en las figuras i8r2 (A) y (B) y 18.3. En la figura 18.3 se muestran además los trayectos de la platina móvil y de las superficies de empalme durante el destello 1. Resistance Welder Manufacturers Association.



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586 S O L D A D U R A P O R DESTELLO, D E V U E L C O Y D E P E R C U S I O N

ELECTRODO LF-!A ELECTRODO

T = ESPESOR DE LA LÁMINA D = DESTELLADOTOTAL

A = ABERTURA INICIAL DEL DADO = = MATERIAL PERDIDO s = LONGITUD M~NIMA

O.D. = DIÁMETRO EXTERIOR DEL TUBO H = VUELCO TOTAL O DE LA PARED DELTUBO

NECESARIA DE CONTACTO CON EL ELECTRODO

B = MATERIALPERDIDO POR PIEZA C = ABERTURA FINAL DEL DADO L = M = EXTENSIÓN INICIAL

POR PIEZA

Figura 18.2A-Soldadura por destello de tubos y láminas planas (los datos recomendados se dan en la tabla 18.5)

ELECTRODO ELECTRODO

O.D. = DIÁMETRO o DIMENSIÓN M~NIMA DE LA SECCION TRANSVERSAL DE LA BARRA

A = ABERTURA INICIAL DEL DADO H = VUELCO TOTAL s = LONGITUD M~NIMANECESARIA DE CONTACTO CON B = MATERIALPERDIDO J = K = MATERIAL PERDIDO

C = ABERTURA FINAL DEL DADO POR PIEZA EL ELECTRODO

POR PIEZA D = DESTELLADOTOTAL L = M = EXTENSIÓN INICIAL

Figura 18.2B-Soldadura por destello de barras redondas, hexagonales, cuadradas y rectangulares (los datos recomendados se dan en la tabla 18.6)



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S O L D A D U R A P O R D E S T E L L O , D E V U E L C O Y D E P E R C U S I Ó N 587

BORDE DELTROQUEL EN LA PLATINA MÓVIL ALCOMENZAR LA SOLDADURA PERDIDA DE PRECALENTAMIENTO /- I i t

I 1 I I I I

. BORDE DELTROQUEL EN LA PLATINA MÓVIL ALTERMINO DE LASOLDADüRA

SORDE DEL DADO EN LA PLATINA ESTACIONARIA-

Figura 18.3-Variables y movimientos dimensionales de la soldadura por destello

y el vuelco. Las variables de comente, fuerza y tiempo se muestran en la figura 18.4. En la mayor parte de las operaciones no intervienen todas las variables mostradas. Un ciclo de destello simple emplea un cierto valor de voltaje seguido por vuelco.

Diseño de las uniones ENLAFIGURA 18.5 se muestran tres tipos de soldaduras comunes efectuadas por destello. Las reglas de diseño básicas para la soldadura por destello son las siguientes:

(1) El diseño deberá lograr un balance calorífico uniforme en las piezas de modo que las resistencias a la compresión de los extremos por soldar al término del tiempo de destello sean casi iguales.

(2) El metal perdido durante el destello (pérdida por destello) y el vuelco debe incluirse en la longitud inicial al diseñar la pieza. En las juntas de inglete hay que considerar en el diseño el ángulo entre los dos miembros.

(3) Las piezas deben diseñarse de tal manera que se puedan sujetar debidamente y sostener con una alineación precisa durante el destello y el vuelco, con la unión perpendicular a la dirección de la fuerza de vuelco.

(4) Los extremos deberán diseñarse de modo que el material de destello pueda escapar de la unión, y que el destello se inicie en el centro o en el área central de las piezas.

En general, las dos piezas que se van a soldar deberán tener la misma sección transversal en la unión. Puede ser necesario maquinar, forjar o extruir relieves en las piezas para cumplir con este requisito.

En la soldadura por destello de piezas extruidas o rodadas con diferentes espesores dentro de la sección transversal, la distribu- ción de temperatura durante el destello variará con el espesor de la sección. En muchos casos es posible contrarrestar esta diferencia con un diseño apropiado de los dados de sujeción, siempre que la razón entre los espesores no sea mayor que 4 a 1.

En la tabla 18.1 se dan las longitudes de unión máximas recomendadas para lámina de acero de diversos espesores. La tabla 18.2 presenta los diámetros máximos de tubos de acero con paredes de diversos espesores. En algunos casos pueden excederse los límites si se emplea equipo y procedimientos especiales.

Al soldar anillos por destello, la derivación de comente se convierte en un problema si la razón entre la circunferencia y el área de la sección transversal es menor que un cierto valor. La pérdida de corriente por esta causa puede ser considerable.



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CORRIENTE DE PRECALENTAMIENTO

CORRIENTE DE CORRIENTE DE DESTELLO A V1 DESTELLO A V2

TIEMPO DE CORRIENTE DE VUELCO

TIEMPO A V1 TIEMPO A V2

TIEMPO DE POSCALENTAMIENTO

TIEMPO DE DESTELLO AUTOMÁTICO

TIEMPO DE DESTELLO

>ORRIENTE DE 'OSCALE NTAM I ENTO

TIEMPO

SUJECIÓN

+TIEMPO DE VUELCC

L-TIEMPO DE SOLDADURA *

* CICLO DE SOLDADURA I

TIEMPO - Figura 18.4-Variables de corriente, fuerza y tiempo de la soldadura por destello

Tabla 18.1 Longitudes de unión máximas recomendadas para soldar por destello láminas de acero planas

Espesor de la lamina Long. máx. de la unión P u b mm P U k l mm P u b mm P u b mm 0.010 .25 1 .o0 25 0.060 1.5 25.00 635 0.020 .50 5.00 125 0.080 2.0 35.00 890 0.030 .75 10.00 250 0.1 O0 2.5 45.00 1145 0.040 1 .o 15.00 375 0.125 3.2 57.00 1450 0.050 1.3 20.00 500 0.187 4.8 88.00 2235

Long. máx. de la unión Espesor de la lámina



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SOLDADURA POR DESTELLO, D E V U E L C O Y D E P E R C U C I O N 589

TRANSFORMADOR

(A) SOLDADURA DE ALINEACIÓN AXIAL

SECCIÓN TRANSVERSAL DESPUÉS DE SOLDAR


U

TRANSFORMADOR

SOLDADURA DE JUNTA DE INGLETE


PT TRANSFORMADOR

(C) SOLDADURA DE ANILLO



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590 S O L D A D U R A P O R D E S T E L L O , D E V U E L C O Y D E P E R C U S I O N

La razón minima dependerá de la resistividad eléctrica del metal que se va a soldar. Con los metales de alta resistividad, como el acero inoxidable, la razón puede ser más pequeiía que si se sueldan metales de baja resistividad, como el aluminio.

Si se sueldan secciones gruesas, muchas veces conviene biselar el extremo de una de las piezas para facilitar el inicio del destello. Este biselado puede hacer innecesario el precalentamiento o el destello inicial a un voltaje superior al normal. En la figura 18.6 se muestran las dimensiones sugeridas para biselar placas, barras y tubos.

Balance calorífico EN LAS UNIONES de alineación axial, si las dos piezas que se van a soldar son de la misma aleación y tienen la misma sección transversal, el calor generado en cada una de las piezas durante

5 " A 1 0 P q

(A) BARRAS DE 0.25 pulg Y MAYORES

' = 4 t

(B) TUBOS CON PAREDES DE 0.188 pulg Y MAYORES

' = 4 - t

(C) PLACAS PLANAS DE 0.188 pulg Y MAYORES

NOTA: BISELAR SÓLO UNA PIEZA CUANDO D ES DE 0.25 pulg O MAYOR Y T ES DE 0.1 88 pulg O MAYOR.

Figura 18.6-Preparación del extremo de una pieza para facilitar el destello de secciones grandes

el ciclo de soldadura será el mismo, siempre que la disposición física para la soldadura sea uniforme. Las pérdidas por destello y por vuelco también serán iguales en ambas piezas. En general, el balance calorifico entre dos piezas de la misma aleación será adecuado si sus áreas de sección transversal respectivas no difieren más que lo prescrito por las tolerancias de fabricación normales.

Al soldar por destello dos metales dishiles, la pérdida de metal por destello puede ser diferente para cada uno. Este comportamiento puede atribuirse a diferencias en las conductividades eléctrica y térmica, o en los puntos de fusión, o en ambas cosas. Para compensar esto, la extensión que sobresale del dado de la pieza que se consume más rápidamente deberá ser mayor que la de la otra pieza. En el caso del aluminio y el cobre, la ex- tensión de la pieza de aluminio deberá ser el doble de la de la pieza de cobre.

La soldadura por destello de secciones no alineadas (juntas de inglete) puede producir uniones con propiedades no uniformes debido a un desequilibrio calorifico en la unión. Como las superficies de empalme no son perpendiculares a los ejes longitudinales de las piezas respectivas, el volumen de metal disminuye a lo largo de la unión hasta un mínimo en el vértice. En consecuencia, el destello y vuelco del vértice pueden ser bastante diferentes de los que ocurren en el resto de la unión.

Las juntas de inglete entre barras redondas o rectangulares deberán tener un ángulo incluido mínimo de 150 grados. Si el ángulo es menor, el área de soldadura en el vértice será de mala calidad por la falta de suficiente metal de respaldo. Es posible fonnar juntas de inglete satisfactorias entre secciones rectangulares delgadas en el mismo plano con un ángulo incluido tan pequeño como 90 grados, siempre que la anchura de la lámina sea mayor que 20 veces su espesor. Si la carga de servicio produce un esfuerzo de tensión en el vértice, la esquina exterior deberá recortarse para eliminar el área de unión de mala calidad.

Preparación de las superficies LAPREPARACI~NDE las superficies para la soldadura por destello tiene importancia secundaria y por lo regular es innecesaria. Las superficies de sujeción normalmente no requieren una pre- paración especial a menos que presenten un exceso de incrustaciones, óxido, grasa o pintura. Las superficies de unión deberán estar razonablemente limpias para que haya contacto eléctrico. Una vez que se inicia el destello, la suciedad u otras sustancias ajenas no interferirán sigi~ificativainerite la fonnación de la soldadura.

Abertura inicial de los dados LA ABERTURA INICIAL de los dados es la suma de las extensiones iniciales de las dos piezas, como se indica en las figuras 18.2 (A) y (B) y 18.3. La extensión inicial de cada pieza debe incluir la pérdida de inetal durante el destello (pérdida por destello) y el vuelco, además de un tramo de metal no alterado entre el metal volcado y el dado de sujeción. Las extensiones iniciales de ambas piezas se detenniiiaii a partir de los datos de soldadura disponibles o de pruebas de soldadura. La abertura inicial de los dados no debe ser excesiva, pues esto podría causar un vuelco no uiiifonne y una desalineacióii de las piezas.



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S O L D A D U R A P O R D E S T E L L O . D E V U E L C O Y D E P E R C U S I O N 591

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Tabla 18.2 Diámetros máximos recomendados para soldar por destello tubos de acero

Espesor de la pared Pub mm 0.020 0.5 0.030 0.8 0.050 1.3 0.062 1.6 0.080 2.0 0.100 2.5

Diámetro. máx. del tubo Espesor de la pared Diámetro máx. del tubo Pulg mm Pulg mm Pub mm 0.50 13.0 0.125 3.2 4.00 102 0.75 19.0 0.187 4.7 6.00 152 1.25 32.0 0.250 6.4 9.00 230 1.50 38.0 2.00 51 .O 3.00 76.0

Alineación ES IMPORTANTE QUE las piezas que se van a soldar estén bien alineadas en la máquina para que el destello en las superficies de empalme sea uniforme. Si las piezas están mal alineadas, sólo habrá destello en las áreas contrapuestas y el calentamiento no será uniforme durante el vuelco; las piezas tenderán a deslizarse lateralmente, como se ilustra en la figura 18.7. Se debe poner especial atención en la alineación de las piezas al diseñar la máquina, las piezas por soldar y el herramental para soldarlas. Esto es aun más importante cuando la razón entre la anchura y el espesor de ias secciones es grande.

Pérdida de material LA LONGITUD FINAL del ensamble soldado sera menor que la suma de las longitudes de las piezas originales, debido a las pér- didas por destello y por vuelco. Es preciso cuantificar dichas pérdidas para cada ensamble y luego sumarlas a la longitud de las piezas para que el ensamble soldado cumpla con los requisitos de diseño. Los cambios en los procedimientos de soldadura pueden requerir la modificación de las longitudes de Ias piezas de trabajo.

Protección con gas EN ALGUNAS -LICACIO~%S, el desplazamiento del aire del area de la unión por medio de un escudo de gas inerte o reductor puede mejorar la calidad de la unión al reducir la contaminación con oxígeno, nitrógeno o ambos. Sin embargo, la protección con gas no puede compensar los procedimientos de soldadura incorrectos, asi que sólo debe usarse si la aplicación lo requiere.

DEFICIENTE

ANTES DE SOLDAR DESPUESDESOLDAR -- - CORRECTO

Figura 18.7-Efecto de una mala alineación sobre la aeometría de la unión

El argón o el helio son muy efectivos para soldar por destello metales reactivos como el titanio. A temperaturas elevadas, estos metales pierden elasticidad si están expuestos ai aire. Ei nitró- geno seco puede ser efectivo con aceros inoxidables y resistentes al calor.

EI valor de una atmósfera protectora depende de la efectividad del diseño del escudo de gas. EI material de destello puede depositarse en el aparato generador del escudo de gas e interferir su operación. EI diseño debe contemplar el movimiento de las platinas.

Si se emplean cilindros de gas para crear el escudo, deben protegerse contra daños causados por el tráfico en la planta. Los anaqueles para almacenar los cilindros deben contar con dispc- sitivos de sujeción. Si el escudo de gas se crea mediante un sistema de tuberías, los tubos deben llevar rótulos informativos.

Precalentamiento DURANTE EL PRECALENTAMIENTO, ias piezas se ponen en contacto con una presión ligera y luego se energiza el transformador de soldadura. El efecto de calentamiento por resistencia al flujo de corriente de alta densidad eleva la temperatura del metal entre los dados. La distribución de temperatura en la unión durante el precalentainiento se aproxima a una fonna de onda senoidal con el punto de temperatura máxima en la interfaz.

La operación de precaleiitamiento puede tener tres efectos utiles:

(1) Eleva la temperatura de las piezas, lo que facilita el inicio y mantenimiento del destello.

(2) Produce una distribución de temperatura con un gradiente menos empinado que persiste durante todas ias operaciones de destello. Esto, a su vez, distribuye el vuelco en una longitud más larga que cuando no se aplica precalentamiento.

(3) Puede ampliar la capacidad de una máquina y permitir la unión de secciones transversales más grandes. No obstante, el precalentamiento presenta una posible desventaja, Puesto que el precalentainieiito con frecueiicia es una operación manual, incluso cuando la máquina puede soldar automáticamente, la reprodiicibilidad de la operación de precalentamiento depende en gran medida de la habilidad del operador.

Soldadura LA MAYOR PARTE de las maquinas soldadoras de destello comerciales operan autoiiiiticainente. EI programa de soldadura se establece para ias operaciones específicas mediante una serie de



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soldaduras de prueba cuya calidad se evalúa. A continuación, la máquina se configura de modo que reproduzca el programa de soldadura calificado para la aplicación en cuestión.

El operador puede cargar y descargar la máquina y observar el ciclo de soldadura para constatar que opere de manera consistente. En algunas aplicaciones pueden incorporarse a la máquina dispositivos de alimentación y expulsión automáticos.

Poscalentamiento LOS ACEROS CON un contenido muy alto de carbono o aleación pueden resquebrajarse si la soldadura se enfría con demasiada rapidez. En algunos casos esta condición puede evitarse precalentando las piezas grandes, lo que reducirá la velocidad de enfriamiento subsecuente. Si el precalentamiento no resulta efectivo, el poscalentamiento de la unión en la máquina soldadora por medio de una comente de poscalentamiento o colocando el ensamble soldado en una estufa a la temperatura deseada puede evitar la formación de grietas.

Puede incorporarse un ciclo de poscalentamiento en la máquina soldadora empleando un cronómetro electrónico y un control de calor de cambio de fase. El cronómetro puede echarse a andar al término del vuelco o después de un retardo. La temperatura deseada puede obtenerse ajustando el control de calor. En todo caso, habrá transferencia de calor del ensamble soldado a los dados de sujeción durante el poscalentamiento. Esto debe tenerse en cuenta al diseñar el dado y escoger los materiales, y es posible que se requiera enfriamiento por agua.

Eliminación del material de destello MUCHAS VECES ES necesario eliminar el material de destello de la unión soldada. En algunos casos, esto se hace sólo para mejorar la apariencia. Las uniones son un poco más fuertes si no se quita el material de destello, pues el metal volcado hace crecer la sección transversal. Pese a esto, el efecto de muesca en la línea de soldadura puede causar una reducción en la resistencia a la fatiga. Es recomendable eliminar la porción del material volta- do que incluye la muesca, pero el resto puede dejarse en la unión si el diseño de las piezas indica que el refuerzo resulta benéfico.

En general, es más fácil eliminar el material de destello inmediatamente después de soldar, mientras el metal está aún caliente. Esto puede hacerse con varios métodos, incluidos maquinado, abrasión, ruedas de alta velocidad, recorte con troquel, corte con gas oxicombustible, lijado a alta velocidad y dados estranguladores. Con algunos aceros de aleación, puede dificultarse la eliminación del material de destello con herramientas de corte, en virtud de su dureza. En estos casos suele emplearse abrasión o corte con gas oxicombustible.

En el caso de metales blandos como el aluminio y el cobre, el material de destello puede cizallarse casi por completo empleando dados estranguladores. Estos dados tienen caras ahusadas con filc que penetran casi por completo en el metal en el momento del vuelco. La abertura final de los dados es muy pequeña. El material de destello parcialmente cizallado puede eliminarse después fácilmente con otros métodos. Al final, la unión puede alisarse limando o por abrasión.

VARIABLES DEL PROCESO

Voltaje de destello EL VOLTAJE DE destello lo determina el ajuste de derivación del transformador de soldadura. Debe seleccionarse el voltaje más bajo posible que produzca una buena acción de destello. El control de calor electrónico por cambio de fase no es una forma efectiva de reducir el voltaje de destello, pues la forma de onda del voltaje secundario así producido es incompatible con una acción de destello correcta.

El voltaje de destello sólo debe modificarse cambiando el ajuste de derivación del transformador. Un sistema para proveer dos intervalos de voltaje emplea dos contactores primarios, cada uno de los cuales está conectado a una derivación del transformador distinta. Uno de los contactores se energiza para obtener un voltaje secundario alto (V, en las figuras 18.3 y 18.4) durante las primeras etapas del destello. Este voltaje elevado ayuda a iniciar la acción de destello. El otro contactor se energiza después de transcumdo cierto tiempo de la operación de destello para suministrar un voltaje secundario normal (V, en las figuras 18.3 y 18.4). Al mismo tiempo, se desenergiza el primer contactor. Con este sistema se obtiene una acción de destello óptima.

Tiempo de destello EL DESTELLO SE prolonga durante el tiempo suficiente para obtener la pérdida de metal por destello requerida. Este tiempo dependerá del voltaje secundario y de la velocidad de pérdida de metal conforme avanza el destello. Dado que los patrones de destello suelen ser parabólicos, las variables están interrelacionadas. En todo caso, se requiere una acción de destello uniforme a lo largo de una distancia de destello mí- nima durante un cierto tiempo para producir una soldadura firme y fuerte.

Vuelco LA PRODUCCIÓN DE una soldadura por destello satisfactoria exige considerar en conjunto las variables de destello y de vuelco, ya que están relacionadas entre sí. Entre las variables de vuelco están las siguientes:

(1) Corte del voltaje de destello. (2) Velocidad de vuelco. (3) Distancia de vuelco. (4) Magnitud y duración de la comente de vuelco.

Corte del voltaje de destello EL VOLTAJE DE destello debe interrumpirse en el momento en que se inicia el vuelco de la soldadura. Es preciso efectuar ajustes durante las pruebas de soldadura para asegurar que la interrup- ción del voltaje no se efectúe antes de que las superficies de empalme estén en íntimo contacto.



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Velocidad de vuelco EL VUELCO SE inicia aumentando la aceleración de las piezas para juntar rápidamente las superficies de empalme. Al ocurrir esto, el metal fundido y los óxidos presentes en las superficies son expulsados de ia unión, y la zona caliente de la soldadura se vuelca. La velocidad de vuelco debe ser suficiente para expulsar el metal fundido antes de que se solidifique, y para producir un vuelco óptimo mientras el metal tiene la plasticidad apropiada.

La máquina soldadora debe aplicar una fuerza a la platina móvil para impartir la aceleración correcta a la pieza y vencer la resistencia a la deformación plástica que presentan las piezas. La fuerza requerida depende del área de sección transversal de la unión, de la resistencia al vencimiento del metal caliente que se soldará y de la masa de la platina móvil. La tabla 18.3 indica las presiones de vuelco mínimas aproximadas para soldar por destello aleaciones representativas. Estos valores pueden servir como primera aproximación para determinar el tamaño de má- quina soldadora requerida para soldar por destello una unión de estas aleaciones con un área detenninada.

Distancia de vuelco LAMAGNITUDDE la distancia de vuelco debe ser suficiente para cumplir con dos cometidos:

(1) Los óxidos y el metal fundido deben ser expulsados de

' (2) Las dos superficies de empalme deben entrar en contacto las superficies de empalme.

íntimo metal-metal en toda la sección transversal.

La magnitud del vuelco requerido para obtener una soldadura por destello firme depende del metal y del espesor de la sección. Si las condiciones de destello producen Superficies fundidas relativamente lisas, para la mayor parte de los metales resultarán satisfactorias distancias de vuelco más cortas que si ias superfi-

Tabla 18.3 Presiones de vuelco para diversas clases de aleaciones

Clasificación de resistencia Presión mecánica EiemDlos de vuelco

Bajo forjado SAE 1020,1112,1315yaquellos 10 69 aceros comúnmente designados como de baja aleación y alta resistencia mecánica

3135,4130,4140,8620, 8630

Alto forjado SAE 4340,4640, acero para 25 172 herramientas 300M, acero inoxidable de 12% Cry 18-8, titanio, aluminio

Extra alto forjado Materiales que presentan resistencia 35 241 extraordinaria a la compresión a temperaturas elevadas, como A286, 19-9 DL y aleaciones a base de níquel y de cobalto

Forjado medio SAE 1045,1065, 1335, 15 103

cies son ásperas. Algunas aleaciones resistentes al calor podrian requerir distancias de vuelco de hasta 1 a 1.25 veces el espesor de ia sección. En aluminio se obtienen soldaduras satisfactorias con distancias de vuelco aproximadamente 50% mayores que las empleadas con aceros de espesor similar. En ias tablas 18.5 y 18.6 se muestran dimensiones de soldadura por destello tipicas, incluidas las distancias de vuelco y las pérdidas de material. Estos datos son para aceros de forjado con resistencia mecánica baja y mediana.

Corriente de vuelco COMO SE EXPLICÓ en la sección sobre poscalentamiento, en algunos casos la zona de soldadura puede tender a efifriarse con demasiada rapidez después del término dei destello, lo que puede producir un vuelco inadecuado o el agrietado en frio del metal volcado. La temperatura de la unión puede mantenerse durante el vuelco mediante calentamiento por resistencia con corriente suministrada por el transformador de soldadura. La magnitud de la corriente por io regular se controla electrónica- mente.

Normalmente, ia comente de vuelco se interrumpe ai final del vuelco, pero si el material de destello se va a recortar mecánicamente inmediatamente después de ia soldadura, se puede mantener la corriente de vuelco durante un periodo adicional a fin dë alcanzar la temperatura deseada para el recorte.

CALIDAD DE LA SOLDADURA

Efecto de las variables de soldadura LA CALIDAD DE la soldadura depende mucho de las variables de soldadura específicas elegidas para la aplicación. En la tabla 18.4 se indican los efectos de algunas de esas variables sobre la calidad cuando su magnitud es insuficiente o excesiva. Cada una de las variables se considera individualmente, aunque más de una pueden producir el mismo resultado. A continuación se verán los defectos comunes de las soldaduras por destello.

Estructura del metal base LAS DISCONTINUIDADES METAL-GICAS que a menudo se origi- nan en condiciones presentes en el metal base casi siempre pueden minimizarse especificando ias cualidades requeridas para los materiales seleccionados. La naturaleza fibrosa inherente de los productos forjados puede ocasionar un comportamiento inecriiiico anisotrópico. Una estructura fibrosa volteada hacia afuera en la línea de soldadura a menudo redunda en una disiniiiución de las cualidades mecánicas en comparación con las del inetal base, sobre todo en la ductilidad.

La reducción de la ductilidad causada por la soldadura por destello nonnalinente es insignificante, excepto en dos casos:

(1) EI material base puede ser muy heterogéneo. Como ejemplos podemos citar los aceros con bandas marcadas, ias aleaciones con excesivas inclusiones tipo cuerda, y los productos de forja con costuras y cierres frios producidos durante el proceso de fabricación.

(3) La distancia de vuelco puede ser excesiva.



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Tabla 18.4 Efecto de las variables sobre la calidad de las soldaduras por destello y por vuelco

Voltaje Velocidad Tiempo Corriente Distancia o fuerza Tendencia a la solidificación Metal demasiado

plástico para volcarse correctamente.

Excesiva

Insuficiente

Se forman cráteres profundos que producen huecos e inclusiones en la soldadura; metal fundido en la soldadura. Tendencia a solidificarse; el metal no tiene la suficiente plasticidad para un vuelco correcto.

Material fundido atrapado en el vuelco; deformación excesiva.

Destello insuficiente que dificulta la producción de suficiente calor en el metal para un vuelco adecuado.

Plasticidad insuficiente para un vuelco correcto; grietas en el vuelco.

Grietas longitudinales en el área de la soldadura; expulsión incompleta de huecos y Óxidos de la soldadura.

Tendencia a volcar demasiado metal plástico; líneas de flujo flexionadas perpendicularmente al metal base. Incapacidad para expulsar el metal fundido y los Óxidos de la soldadura; huecos.

Cuando la distancia de vuelco es excesiva, la estructura fibrosa puede reorientarse por completo en dirección perpendicular a la de la estructura original.

Óxidos OTRA CAUSA DE las discontinuidades metalúrgicas es la captura de óxidos en la cara interna de la soldadura. Estos defectos son poco frecuentes porque un vuelco adecuado debe expulsar todos los óxidos formados durante la operación de destello.

Puntos planos LOS PUNTOS PLANOS son discontinuidades metalúrgicas clue por lo regular aparecen sólo en aleaciones ferrosas. Su origen exacto no se conoce con certeza. Aparecen en una superficie fracturada a través de la cara interna de soldadura como áreas lisas de forma irregular.

Existe una correlación excelente entre la ubicación de los puntos planos y las regiones localizadas de segregación de carbono en los aceros. En muchos casos, las velocidades de enfriamiento asociadas a la soldadura por destello son tan altas que producen martensita quebradiza de alto carbono en áreas de la cara interna de destello donde el contenido de carbono es mayor que la composición nominal de la aleación. Pruebas de microdureza y exámenes metalográficos han confirmado la presencia de martensita de alto carbono en la región que rodea a un ?punto plano? en casi todos los casos, incluso en aceros al carbono simples. Además, los aceros con microestructura de bandas al parecer son bastante más susceptibles a este tipo de defectos que los aceros sin bandas.

Quemaduras de dado LAS QUEMADURAS SON discontinuidades locales producidas por el sobrecalentamiento local del metal base en la cara intema entre el dado de sujeción y la superficie de la pieza. Por lo regular, pueden evitarse manteniendo las piezas limpias y em- bonándolas correctamente con los dados.

Huecos LOS HUECOS CASI siempre se deben a un vuelco insuficiente o a un voltaje de destello excesivo. Los cráteres profundos que

aparecen en las superficies de empalme cuando el voltaje de destello es demasiado alto podrían no eliminarse por completo durante el vuelco. Estas discontinuidades por lo regular se des- cubren durante la calificación del procedimiento de soldadura, y es fácil evitarlas reduciendo el voltaje de destello o aumentando la distancia de vuelco. Las figuras 18.8 (A) y (B) muestran la apariencia que tienen las soldaduras por destello con vuelco satisfactorio y no satisfactorio.

Grietas EL TIPO DE discontinuidad conocido como grietas puede ser interno o externo, y puede estar relacionado con las caracte- rísticas metalúrgicas del metal. Las aleaciones que tienen baja ductilidad en un intervalo de temperaturas elevadas pueden ser susceptibles al agrietamiento interno en caliente. Tales aleaciones, conocidas como ?friables en caliente?, a veces resultan difíciles de soldar por destello, pero casi siempre pueden soldarse con éxito en las condiciones apropiadas.

El agrietado en frío puede ocurrir en aceros endurecibles, y por lo regular puede eliminarse soldando en condiciones que moderen la velocidad de enfriamiento de la soldadura y aplicando un tratamiento térmico lo más pronto posible después de haber soldado.

La causa más común de las grietas en el metal volcado externo (figura 18.8C) es un calentamiento insuficiente antes del vuelco o durante él. Esto puede eliminarse calentando por resistencia durante el vuelco.

Discontinuidades mecánicas ENTRE LAS DISCONTINUIDADES mecánicas están la desalineación de las superficies de empalme antes de la soldadura y el vuelco no unifonne durante la soldadura. Estas discontinuidades pueden detectarse fácilmente por inspección visual. La falta de alineación de las piezas se corrige ajustando los troqueles de su- jeción y los accesorios. El vuelco no uniforme puede deberse a la desalineación de las piezas, a una fuerza de sujeción insuficiente o a una abertura excesiva de los dados al principio del vuelco. Esto último puede corregirse reduciendo la abertura inicial de los dados y ajustando después el programa de soldadura, si es necesario.



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S O L D A D U R A POR D E S T E L L O , D E V U E L C O Y D E P E R C U S I O N 595

Tabla 18.5 Datos para soldar por destello tubos y láminas planas* (véase en la figura 18.2A el ensamblado de las piezas

Abertura Abertura Pérdida Pérdida Longitud minima de inicial Material final por Vuelco de material Extensión Tiempo de Diámetro contacto del electrodo

Pub PUkI Pulg pulg total pulg pulg Pulg pieza Pub segundos respaldo respaldo Espesor de dados perdido de dados destello total por pieza inicial por destello exterior Con Sin

0.01 o 0.020 0.030 0.040 0.050 0.060 0.070 0.080 0.090 0.1 O0 0.110 0.120 0.1 30 0.140 0.150 0.160 0.170 0.180 0.190 0.200 0.250 0.300 0.350 0.400 0.450 0.500 0.550 0.600 0.650 0.700 0.800 0.900 1 .o00

0.110 0.215 0.325 0.430 0.530 0.620 0.71 5 0.805 0.885 0.970 1 .O60 1.140 1.225 1.320 1.390 1.470 1.540 1.620 1.690 1.760 2.010 2.245 2.460 2.640 2.780 2.91 O 3.040 3.1 35 3.245 3.360 3.525 3.660 3.800

0.060 0.115 0.175 0.230 0.280 0.330 0.385 0.435 0.475 0.520 0.570 0.610 0.650 0.700 0.730 0.770 0.800 0.840 0.870 0.900 1 .o10 1.120 1.210 1.290 1.350 1.410 1.465 1.505 1.555 1.610 1.675 1.730 1.800

0.050 0.1 O0 0.1 50 0.200 0.250 0.290 0.330 0.370 0.41 O 0.450 0.490 0.530 0.575 0.620 0.660 0.700 0.740 0.780 0.820 0.860 1 .o00 1.125 1.250 1.350 1.430 1.500 1.575 1.630 1.690 1.750 1.850 1.930 2.000

0.040 0.080 0.125 0.1 65 0.205 0.240 0.280 0.315 0.345 0.375 0.41 O 0.440 0.470 0.510 0.530 0.560 0.580 0.610 0.630 0.650 0.730 0.810 0.880 0.930 0.970 1 .o20 1 .O55 1.085 1.125 1.1 60 1.210 1.250 1.300

0.020 0.035 0.050 0.085 0.075 0.090 0.105 0.120 0.130 0.145 0.160 0.170 0.180 0.190 0.200 0.21 o 0.220 0.230 0.240 0.250 0.280 0.31 O 0.330 0.360 0.380 0.390 0.41 O 0.420 0.430 0.450 0.465 0.480 0.500

0.030 0.058 0.088 0.115 0.140 0.165 0.193 0.218 0.238 0.260 0.285 0.305 0.325 0.350 0.365 0.385 0.400 0.420 0.435 0.450 0.505 0.560 0.605 0.645 0.675 0.705 0.733 0.753 0.778 0.805 0.838 0.865 0.900

0.055 0.108 0.163 0.215 0.265 0.310 0.358 0.403 0.443 0.485 0.530 0.570 0.613 0.660 0.695 0.735 0.770 0.810 0.845 0.880 1 .O05 1.123 ,230 ,320 390 ,455 ,520 .568 ,623 ,680 .763

1.830 1.900

1 .o0 1.50 2.00 2.50 3.25 4.00 5.00 6.00 7.00 8.00 9.00

10.0 11.0 12.0 13.0 14.0 15.0 16.0 17.0 18.0 24.0 30.0 36.0 42.0 48.0 54.0 60.0 66.0 73.0 80.0 92.0

104.0 116.0

0.250 0.312 0.375 0.500 0.750 1 .o00 1.50 2.00 2.50 3.00 3.50 4.00 4.50 5.00 5.50 6.00 6.50 7.00 7.50 8.00 8.50 9.00 9.50

0.375 0.375 0.375 0.375 0.500 0.750 1 .o00 1.250 1.750 2.000 2.250 2.500 2.750 2.750 3.000 3.250 3.500 3.750 4.000 4.250 4.500 4.750 5.000

1 .o0 1 .o0 1.50 1.75 2.00 2.50 3.00 n

n

n

n

n

n

n

n

tt

tt

n

n

tt

n

n

n

Notas: 'Datos basados en soldadura sin precalentamiento y para dos piezas con las mismas características de soldadura, empleando aceleración constante de la velocidad de destello. ** No se recomienda sin usar respaldo.

PRUEBA E INSPECCIÓN LA EVALUACIÓN NO destructiva de las uniones soldadas por destello se coinplica por vanos factores que iiicluyen el material de destello, las variaciones de espesor en el caso de las barras, y otros factores. Por fortuna, una de las ventajas iinportaiites de la soldadura por destello es que se puede mecanizar y autoinatizar en grado sumo; por tanto, una vez que se hari establecido condiciones de soldadura satisfactorias, es fácil iiiaiiteiier u11 nivel de calidad consistente. El hecho de que no se usa iiietal de aporte sigiufica que la resistencia inecáriica de la soldadura es priinordialmente una función de la coinposicióii y las propieda-

des del inetal base; en coiisecuencia, las soldaduras por destello bien hechas deberán tener propiedades mecánicas satisfactorias.

Ei1 la práctica coinercial se aplican pruebas tanto destructivas coino no destructivas para asegurar el mantenimiento del nivel de calidad deseado en productos criticos soldados por destello. EI procediiniento de control dei proceso suele incluir lo siguiente:

(1) Certificación del material. (2) Calificación del procedimiento de soldadura. (3) Iiispección visual del producto. (4) Prueba destriictiva de inuestras aleatorias.



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596 SOLDADURA P O R DESTELLO, DE V U E L C O Y D E

YENDIENTE EMPINADA

LENTAMIENTO Y VUELCO SATISFACTORIOS

(8) INSUFICIENTE CALENTAMIENTO O VUELCO, O AMBAS COSAS

(C) GRIETAS CAUSADAS POR CALENTAMIENTO INSUFICIENTE

Figura 18.8-Indicaciones visuales de la calidad de una soldadura por destello

Si el producto se va a emplear en una aplicación crítica, el procedimiento anterior se complementa con otras pruebas como el examen de partículas magnéticas y penetración de tinte. Si la unión soldada se va a maquinar posteriormente, puede especificarse una medición rutinaria de la dureza del área de soldadura. Además, las especificaciones pueden requerir pruebas de trabajo de los productos soldados por destello.

Certificación de materiales EN VISTA DE que los defectos de los materiales pueden causar discontinuidades en una soldadura por destello, cada lote de materia prima se deberá inspeccionar con detenimiento al reci- birse para asegurar que cumpla con las especificaciones. Pueden

P E R C U S I Ó N

ser necesarios análisis químicos certificados, pruebas de propiedades mecánicas, exámenes de macrograbado e inspección de partículas magnéticas.

Calificación del procedimiento CADA NUEVA COMBINACIÓN de material y tamaño de sección que se vaya a soldar por destello normalmente requerirá la calificación de un nuevo procedimiento de soldadura. Esto por lo regular implica soldar vanos especímenes de prueba que dupliquen el material, tamaño de sección, procedimiento de soldadura y tratamiento térmico que se usará para elaborar el producto. Todos estos especímenes se inspeccionan visualmente para detectar grietas, quemaduras de dado, falta de alineación y otras discontinuidades. Si es preciso, se medirá la dureza de la soldadura. Para verificar la resistencia mecánica de la soldadura, se deberá maquinar un espécimen de tensión a partir de una soldadura de prueba, empleando si es posible la sección transversal completa de la soldadura. Los resultados de las pruebas se compararán con las propiedades del metal base y los requisitos del diseño.

Hay que registrar todas las condiciones de soldadura pertinentes que se usen para producir la prueba de calificación. Las soldaduras de producción se harán empleando el procedimiento de soldadura así calificado.

Inspección no destructiva CADA SOLDADURA REALIZADA en la sene de producción se deberá examinar visualmente para detectar indicios de grietas, quemaduras de dado, desalineación u otros defectos de soldadura externos. Si está prescrito, se realizará inspección por partícu- Ias magnéticas o penetración de tinte fluorescente en muestras tomadas al azar para ayudar a detectar defectos no evidentes a simple vista. En aplicaciones críticas, podría especificarse ade- más un examen radiográfico aleatorio.

Pruebas destructivas DEPENDIENDO DEL TAMAÑO de la sene de producción, puede escogerse un cierto número de piezas al azar para probar destructivamente las soldaduras. Los resultados de estas pruebas deben satisfacer los mismos criterios especificados en la prueba de calificación del procedimiento de soldadura. Si cualquier pieza falla, se requerirán pruebas adicionales. Finalmente, se preparará un informe de los resultados de todas las pruebas destructivas para certificar que se haya mantenido el nivel de calidad media requerido para el lote.

Pruebas de flexión. Las pruebas de flexión con muesca pueden servir para hacer que ocurra una fractura a lo largo de la interfaz de soldadura y poder examinarla visualmente. Las pruebas de flexión pueden ser útiles para establecer cualitativamente un programa de soldadura, pero generalmente no se emplean para fines de especificación.

Pruebas de tensión. Si se requiere probar la resistencia mecánica, el espécimen para la prueba de tensión deberá maquinarse de modo que incluya toda la sección transversal soldada de la unión, como se hizo para ia calificación del procedimiento.



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SOLDADURADELACERO EN LA TABLA 18.5 se presentan datos típicos para la soldadura por destello de tubos y láminas planas de acero. Los datos para barras redondas, hexagonales, cuadradas y rectangulares se dan en la tabla 18.6. Ambas tablas se aplican a aceros con resistencia de forjado baja y mediana, y proporcionan las dimensiones recomendadas para configurar una máquina soldadora para soldar por destello las diversas secciones. EI tiempo de destello total se basa en una soldadura sin precalentamiento.

AI preparar un programa, las variables dimensionales y el tiempo de destello se toman de las tablas. La máquina soldadora

se ajusta al voltaje secundario mínimo con el que puede obtenerse un destello estable y consistente. Los voltajes secundarios disponibles dependen del diseño eléctrico del transformador de soldadura.

La fuerza de vuelco que se emplee para una aplicación determinada dependerá de la aleación y del área de sección transversal de la unión. La selección del equipo para aceros se deberá basar en los valores recomendados en la tabla 18.3 para las presiones de vuelco. Esos valores se basan en una soldadura sin precalentamiento.

Tabla 18.6 Datos para soldar por destello barras redondas, hexagonales, cuadradas y rectangulares* (véase en la figura

18.2íB) el ensamblado de las Diezas ~

Abertura Abertura Pérdida Pérdida Longitud minima de inicial Material final por Vuelco de material Extensión Tiempo de Diámetro contacto del electrodo

Pulg Pulg Pulg pulg totalpulg pulg Pub pieza Pub segundos Pub resoaldo resDaldo Espesor de dados perdido de dados destello total por pieza inicial por destello exterior con Sin

0.050 0.100 0.150 0.200 0.250 0.300 0.350 0.400 0.450 0.500 0.550 0.600 0.650 0.700 0.750 0.800 0.850 0.900 0.950 1 .o00 1 .O50 1.100 1.150 1.200 1.250 1.300 1.400 1.500 1.600 1.700 1.800 1 .goo 2.000

0.100 0.182 0.270 0.350 0.430 0.510 0.600 0.685 0.770 0.850 0.940 1 .O25 1.100 1.180 1.260 1.340 1.420 1 SOO 1.580 1.660 1.740 1.820 1 .goo 1.980 2.060 2.140 2.300 2.460 2.620 2.780 2.940 3.100 3.260

0.050 0.082 0.120 0.150 0.180 0.210 0.250 0.285 0.320 0.350 0.390 0.425 0.450 0.480 0.510 0.540 0.570 0.600 0.630 0.660 0.690 0.720 0.750 0.780 0.810 0.840 0.900 0.960 1 .o20 1 .O80 1.140 1.200 1.260

0.050 0.100 0.150 0.200 0.250 0.300 0.350 0.400 0.450 0.500 0.550 0.600 0.650 O. 700 0.750 0.800 0.850 0.900 0.950 1 .O00 1 .O50 1.100 1.150 1.200 1.250 1.300 1.400 1.500 1.600 1.700 1 JO0 1.900 2.000

0.040 0.062 0.090 0.110 0.130 0.150 0.180 0.205 0.230 0.250 0.280 0.305 0.325 0.350 0.375 0.400 0.425 0.450 0.475 0.500 0.525 0.550 0.575 0.600 0.625 0.650 0.700 0.750 0.800 0.850 0.900 0.950 1 .O00

0.01 o 0.020 0.030 0.040 0.050 0.060 0.070 0.080 0.090 0.100 0.110 0.120 0.125 0.130 0.1 35 0.140 0.145 0.1 50 0.155 0.160 0.165 0.170 0.175 0.180 0.1 85 0.1 90 0.200 0.210 0.220 0.230 0.240 0.250 0.260

0.025 0.041 0.060 0.075 0.090 O. 105 0.125 0.143 0.160 0.175 0.195 0.213 0.225 0.240 0.255 0.270 0.285 0.300 0.31 5 0.330 0.345 0.360 0.375 0.390 0.405 0.420 0.450 0.480 0.510 0.540 0.570 0.600 0.630

0.050 0.091 0.135 0.175 0.215 0.255 0.300 0.343 0.385 0.425 0.470 0.513 0.550 0.590 0.630 0.670 0.710 0.750 0.790 0.830 0.870 0.91 o 0.950 0.990 1 .O30 1 .O70 1.1 50 1.230 1.310 1.390 1.470 1.550 1.630

1 .o0 0.250 0.375 1 .o0 1.50 0.312 0.375 1 .o0 2.00 0.375 0.375 1.50 2.50 0.500 0.375 1.75 3.25 0.750 0.500 2.00 4.00 1 .O00 0.750 2.50

3.00 5.00 1.50 1 .o00 6.00 2.00 1.250 7.00 2.50 1.750 8.00 3.00 2.000 9.00 3.50 2.250

10.0 4.00 2.500 11.0 4.50 2.750 12.0 5.00 2.750 13.0 5.50 3.000 14.0 6.00 3.250 15.0 6.50 3.500 16.0 7.00 3.750 17.0 7.50 4.000 18.0 8.00 4.250 20.0 8.50 4.500 22.0 9.00 4.750 24.0 9.50 5.000 27.0 30.0 33.0 36.0 42.0 49.0 57.0 66.0 77.0 92.0

tt

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Notas: * Datos basados en soldadura sin precalentamiento y para dos piezas con las mismas características de soldadura, empleando aceleración constante de la velocidad de destello. ** No se recomienda sin usar respaldo.



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SOLDADURA DE VUELCO

DEFINICIÓN LA SOLDADURA DE vuelco (upset welding, uw) es un proceso de soldadura de resistencia que produce una coalescencia en toda el área de las superficies de empalme, o progresivamente a lo largo de una unión a tope, gracias al calor generado por la resistencia al flujo de la comente de soldadura a través del área de contacto de dichas superficies. Se aplica presión para completar la soldadura.

PR I NCIP 10s DE FUNCIONAM I E NTO CON ESTE PROCESO, la soldadura se efectúa básicamente en el estado sólido. El metal de la unión se calienta por resistencia hasta una temperatura en la que puede haber una rápida recris- talización a lo largo de las superficies de empalme. Se aplica una fuerza a la unión para hacer que las superficies de empalme entren en contacto íntimo y luego se vuelca el metal. El vuelco acelera la recristalización en la interfaz y, al mismo tiempo, hace que algo de metal sea expulsado de este punto. Esto tiende a excluir los óxidos del metal de la unión.

VARIACIONES DEL PROCESO LA SOLDADURA DE vuelco tiene dos variaciones:

(1) Unión de dos secciones con la misma sección transversal

(2) Soldadura continua de junturas de unión a tope en pro- extremo a extremo (unión a tope).

ductos rodados como las tuberías.

(2) Sujetar firmemente las piezas. (3) Aplicar una fuerza de soldadura. (4) Iniciar la comente de soldadura. (5) Aplicar una fuerza de vuelco. (6) Interrumpir la corriente de soldadura. (7) Liberar la fuerza de vuelco. (8) Soltar el ensamble soldado. (9) Regresar la platina móvil y descargar el ensamble soldado.

La disposición general para la soldadura de vuelco se muestra en la figura 18.9. Uno de los dados de sujeción es estacionario y el otro puede moverse para efectuar el vuelco. La fuerza de vuelco se aplica a través del troquel de sujeción móvil o de un respaldo mecánico, o de ambas cosas.

Preparación de la unión PARA QUE HAYA un calentamiento uniforme, la superficies de empalme deberán ser planas, relativamente lisas y perpendiculares a la dirección de la fuerza de vuelco. Antes de soldarlas, deberán limpiarse para eliminar cualquier suciedad, aceite, óxi- do u otro material que pueda obstaculizar la soldadura.

La resistencia de contacto entre las superficies de empalme depende de la tersura y limpieza de las superficies, y de la presión de contacto. La resistencia varía inversamente con la presión de contacto, siempre que todos los demás factores se mantengan constantes. Al aumentar la temperatura de la unión, la resistencia de contacto cambia, pero finalmente llega a cero al formarse la soldadura. La soldadura de vuelco se distingue de la soldadura

La primera variación también puede realizarse con soldadura por destello o por fricción. La segunda variación también se hace con soldadura de alta frecuencia.

UNIONES A TOPE

Metales soldados ES POSIBLE UNIR extremo a extremo muy diversos metales en forma de alambres, barras, tiras y tubos por medio de soldadura de vuelco. Entre ellos están:

(1) Aceros al carbono. (2) Aceros inoxidables. (3) Aleaciones de aluminio. (4) Latón. (5) Cobre. (6 ) Aleaciones de niquel. (7) Aleaciones de resistencia eléctrica.

Secuencia de operaciones LOS PASOS FUNCIONALES esenciales para producir una unión a tope soldada por vuelco son los siguientes:

(1) Cargar la máquina con las piezas alineadas extremo a extremo.

TRANS FOR MADOR DE SOLDADURA

TROQUEL DADO DE SUJECION

DE SUJECIÓN

FUERZA

DE VUELCO c--.

PIEZA ESTACIONARIA

L PIEZA MOVIL

SOLDADURA DE VUELCO TERMINADA

Figura 18.9-Disposición general para soldas por vuelco barras, varillas y tubos



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S O L D A D U R A P O R D E S T E L L O , D E V U E L C O Y D E P E R C U S I O N 599

por destello en que no hay destello en ningún momento durante el ciclo de soldadura.

En general, la fuerza y la comente se mantienen durante todo el ciclo de soldadura. La fuerza se mantiene baja al principio para que la resistencia de contacto inicial entre las dos piezas sea alta, pero una vez que se alcanza la temperatura de soldadura se aumenta para volcar la unión. Una vez logrado el vuelco prescrito, la comente de soldadura se interrumpe y se deja de aplicar la fuerza.

Equipo EL EQUIPO PARA soldadura de vuelco generalmente está diseña- do para soldar una determinada familia de aleaciones, como los aceros, dentro de un intervalo de tamaños basado en el área de sección transversal. La capacidad mecánica y las características eléctricas de la máquina se adecuan a cada.splicación. Es posible que para ciertas aleaciones de aluminio se requieran diseños especiales que permitan controlar con exactitud la fuerza de vuelco.

La corriente eléctrica para el calentamiento se obtiene de un transformador de soldadura de resistencia que convierte la potencia de línea a potencia de bajo voltaje y alta intensidad de corriente. Los voltajes secundarios sin carga van desde unos 0.4 hasta 8 V. La comente secundaria se controla mediante un conmutador de derivación del transformador o mediante cambio de fase electrónico.

Básicamente, una máquina para soldadura de vuelco tiene dos platinas, una de las cuales es estacionaria y la otra móvil. Los troqueles de sujeción se montan en estas platinas. El movimiento de la pieza móvil puede ser en línea recta o describiendo un arco alrededor de un eje, dependiendo de la aplicación. La fuerza para la soldadura de vuelco a tope generalmente se produce con un sistema mecánico, neumático o hidráulico.

Balance calorífico EL PROCESO DE vuelco suele usarse para unir dos piezas de la misma aleación y con la misma geometría de sección transversal. En este caso, el balance calorífico deberá ser uniforme en toda la unión. Si las partes por soldar tienen composición y sección transversal similares pero masas desiguales, la pieza de mayor masa deberá sobresalir del dado de sujeción un poco más que la otra. En el caso de metales disímiles, el que tenga mayor conductividad eléctrica deberá sobresalir más del dado que la otra. Al soldar por vuelco piezas grandes que no hagan buen contacto, a veces resulta ventajoso interrumpir la comente de soldadura periódicamente para dejar que el calor se distribuya uniformemente en las piezas.

Aplicaciones LA SOLDADURA DE vuelco se emplea en forjas de alambre y en la fabricación de productos hechos de alambre. En las aplicacie nes de forja de alambre, el proceso se usa para unir un rollo de alambre a otro y facilitar el procesamiento continuo. Este proceso también se emplea para fabricar una amplia variedad de productos con barras, tiras y tubos. En la figura 18.10 se muestran ejemplos típicos de formas y productos de forja que se han soldado por vuelco. Es posible soldar alambres y barras con diámetros desde 1.27 hasta 3 I .75 inm (0.05 a 1.25 pulg).

Calidad de ia soldadura ES POSIBLE LOGRAR uniones a tope que tengan más o menos las mismas propiedades que el metal base no soldado. Si se siguen los procedimientos apropiados, las soldaduras hechas en alambre son difíciles de localizar después de haber pasado por un proceso de estirado subsecuente. En muchos casos, las soldaduras se consideran ya parte del alambre continuo.

Las soldaduras de vuelco pueden evaluarse mediante pruebas de tensión. Las propiedades de tensión se comparan con las del metal base. También se emplean técnicas de inspección metalo- gráfica y de penetración de tinte.

Un método común para evaluar una soldadura a tope en un alambre es la prueba de flexión. Una muestra soldada se sujeta en una prensa con la cara interna de la soldadura situada a un diámetro del alambre de las quijadas de la prensa. En seguida, el alambre se dobla en un sentido y en otro hasta que se rompe. Si la fractura pasa por la cara interna de la soldadura y muestra fusión completa, o si ocurre fuera de la soldadura, se considera que la calidad de la soldadura es satisfactoria.

SOLDADURA DE VUELCO A TOPE CONTINUA

Descripción general EN LA FABRICACIÓN de tubos soldados longitudinalmente mediante soldadura de vuelco, una tira de metal se alimenta a un conjunto de rodillos formadores, que poco a poco dan a la tira una forma cilíndrica. Los bordes que se unirán se van aproximando uno al otro con cierto ángulo y culminan en una “V” longitudinal en el punto donde se soldarán. Un electrodo de rueda hace contacto con cada uno de los bordes del tubo a corta distancia del vértice de la “V”. La corriente de la fuente de potencia viaja desde un electrodo a lo largo del borde adyacente hasta el vértice, donde se está realizando la soldadura, y lugo por el otro borde hasta el segundo electrodo. Esta comente calienta por resistencia los bordes hasta la temperatura de soldadura. En seguida, los bordes calientes se vuelcan uno contra el otro por medio de un conjunto de rodillos de presión para consumar la soldadura.

Equipo LA FIGURA 18.1 1 MUESTRA una forja de tubos típica que emplea soldadura de vuelco para unir la juntura longitudinal. La figura 18.1 1 (A) muestra la tira de acero en el momento de entrar en la unidad de guía de la tira y las primeras etapas de la sección de formación. El regulador de calor, situado detrás de la sección de formación, se puede ajustar ya sea manualmente o por control calorífico de cambio de fase. La figura 18.11 (B) muestra un transformador de soldadura de tipo rotatorio enfriado por aceite. Este equipo de soldadura incluye (1) una unidad de herramienta de rectificación para rectificar los electrodos de soldadura sin tener que desmontarlos de la máquina y (2) una unidad de herramienta de recorte para eliminar el metal volcado después de la soldadura. En el tercer paso, el tubo soldado entra en la sección de enderezado y diinensionamiento, que se muestra en la figura 18.11 (C). Después de esto, el tubo se corta en tramos de la longitud deseada.



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Figura 18.10-Formas y productos de forja típicos unidos por soldadura de vuelco



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SOLDADURA POR DESTELLO, D E V U E L C O Y D E P E R C U S I Ó N 601

(A) UNIDAD DE GUÍA DE LA TIRA Y PRIMERAS ETAPAS DE LA SECCIÓN DE FORMACIÓN

(B) TRANSFORMADOR DE SOLDADURA DE TIPO ROTATORIO ENFRIADO POR ACEITE

(C) SECCION DE ENDEREZADO Y DIMENSIONAMIENTO

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Figura 18.1 1-Forja de tubos típica que usa soldadura de vuelco para unir la juntura longitudinal



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La soldadura puede efectuarse empleando potencia ca o cc. Las máquinas de corriente alterna pueden operarse con potencia monofásica de 60 Hz o bien con potencia de más alta frecuencia producida por un alternador monofásico. Las máquinas de comente continua se alimentan de una unidad transformador-rectificador trifásica.

Procedimientos de soldadura C u m 0 ELTUBO formado pasa por la zona entre los electrodos y los rodillos de presión, la presión en la unión experimenta una variación. Si no se generara calor a lo largo de los bordes, esta presión sería máxima en el centro de los rodillos compresores. Sin embargo, como se genera calor en el metal adelante de la línea central de los rodillos compresores, el metal gradualmente se vuelve plástico y el punto de contacto inicial de los bordes queda un poco adelante de los ejes de los rodillos compresores. El punto de presión de vuelco máxima está ligeramente adelante de la línea central de los rodillos.

La comente perpendicular a la juntura se distribuye en pro- porción inversa a la resistencia entre los dos electrodos. Esta resistencia es casi exclusivamente la resistencia de contacto de los bordes que se van a soldar, y la presión ayuda a reducir esta resistencia. Al aumentar la temperatura de la unión, la resistencia eléctrica aumentará y la presión disminuirá. Un gradiente ténni- CO muy marcado causado por el calentamiento de resistencia en los picos del ciclo de ca produce un “efecto de costura”. La costura normalmente tiene sección transversal circular y yace en el centro del área de soldadura, paralela a la línea de cierre inicial de los bordes de la juntura; es la parte más caliente de la soldadura. El área de la costura está fundida mientras que el área entre una “puntada” y otra está a temperatura más baja. Las zonas de metal fundido tienen relativa libertad para fluir bajo la influencia de las fuerzas motrices (corriente y flujo magnético) que actúan sobre ellas; en consecuencia, son expulsadas del área de la costura. Si el calor de soldadura es excesivo, se expulsará demasiado metal y se pueden formar agujeros diminutos. Si el calor es insuficiente, las puntadas individuales no se traslaparán y producirán una soldadura interrumpida.

El espaciado longitudinal de las puntadas debe tener algún límite; es función de la frecuencia de la potencia y de la velocidad de desplazamiento del tubo que se está soldando. Si la potencia es de 60 Hz, la velocidad de soldadura no debe exceder 0.45 m/s (90 ftlinin). Para soldar tubos a una velocidad mayor se requiere potencia de soldadura de más alta frecuencia. Las velocidades de soldadura típicas empleando fuentes de potencia de 180 Hz de diversos tainaiios para soldar tubos de acero con diversos espesores de pared se muestran en la tabla 18.7.

Conviene cerrar primero !as esquinas exteriores de los bordes conforme el tubo fonnado avanza por la máquina, a fin de que las puntadas queden inclinadas hacia adelante. Esta condi- ción se denomina “V” invertida. Las ventajas de usar ia “V” invertida son dos: (1) la desviación angular respecto a la vertical reduce las fuerzas que tienden a expulsar metal fundido de la unión y (2) casi todo el metal volcado sólido se proyecta hacia afuera, donde es fácil eliminarlo. El tubo nonnalmente se forma de manera que el ángulo incluido de Ia “V” sea de unos 5 a 7 grados.

Tabla 18.7 Velocidades de soldadura de vuelco típicas para tubos

de acero empleando fuentes de potencia de 180 Hz

Espesor de Velocidad, fvmin la pared,

Pula 125kVA 200kVA 300kVA 500kVA 0.050 150 0.065 110 0.083 72 0.095 - 0.109 - 0.125 - 0.134 - 0.156 -

- - 200 140 200 - 105 145 - 85 115 - 66 90 50 70 140 - 60 125

- 85

-

-

Quemaduras superficiales AL IGUAL QUE en la soldadura de puntos y de costura, la comente que genera el calor para soldar debe entrar al metal base a través de los contactos con los electrodos. La resistencia de estos contactos debe ser lo más baja posible para evitar un calentamiento suficiente para producir quemaduras superficiales en el tubo. En realidad, las quemaduras son porciones de la superficie que se calientan hasta su punto de fusión, y tienden a adherirse o a incrustarse en la cara del electrodo de rueda. Si la cara del electrodo se cubre con particulas grandes de acero, la resistencia de contacto aumentará y ocasionará quemadas aún más severas. Esta acción aumenta progresivamente con cada revolución del electrodo. Para detener el quemado, la operación deberá interrumpirse para limpiar o cambiar el electrodo.

Para eliminar las quemaduras, el área de contacto y la presión entre el electrodo y el tubo deben ser las adecuadas. Como regla empírica, cada electrodo deberá tener un área de contacto suficiente para que la densidad de corriente sea menor que 32 Nin2 (50 O00 A/pulg2). Las fonnas relativas del tubo formado y del electrodo deberán ser tales que la presión de contacto máxima se aplique cerca de la juntura.

Si no se cuenta con un respaldo de apoyo, la presión de contacto del electrodo estará limitada por la capacidad del tubo para soportar las fuerzas que se apliquen. La presión máxima pennisible en la garganta de soldadura es función de la resistencia al vencimiento del metal y de la razón entre el diámetro del tubo y el espesor de la pared (razón D/t). En casos extremos en que la razón D/t es alta, se hace necesario usar un mandril de respaldo para evitar la distorsión de la pared del tubo y la desalineación de la unión

INSPECCIÓN Y PRUEBAS LAS SOLDADURAS DE vuelco pueden inspeccionarse y probarse de la misma manera que las soldaduras por destello. En general, los requisitos de calidad para las soldaduras de vuelco no son tan estrictos como los que se especifican para las soldaduras por destello. Nomialinente, el proceso no puede producir soldaduras con la consistencia que puede lograrse con la soldadiira por destello.



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S O L D A D U R A POR D E S T E L L O , D E V U E L C O Y D E P E R C U S I O N 603

SOLDADURA DE PERCUSIÓN

DEFINICIÓN Y DESCRIPCIÓN GENERAL LA SOLDADURA DE percusión es un proceso de unión que produce coalescencia con un arco que resulta de una rápida descarga de energía eléctrica. Durante la descarga eléctrica, o inmediatamente después de ella, se aplica presión en forma percusiva.

En general, “soldadura de percusión” es el término empleado en la industria electrónica para unir alambres, contactos, terminales y objetos similares a una superficie plana. Por otro lado, si el objeto es un perno metálico que se suelda a una estructura para fines de sujeción, se denomina soldadura de pernospor descarga de condensador.’

En este proceso, las dos piezas están separadas inicialmente por una pequeña proyección en una de ellas, o una pieza se mueve hacia la otra. En el momento apropiado, se inicia un arco entre ellas, el cual calienta las superficie de empalme de ambas piezas hasta la temperatura de soldadura. Luego, una fuerza de impacto junta las piezas para producir la unión soldada. Existen dos variaciones básicas del proceso de percusión: descarga de condensador y fuerza magnética.

Aunque los pasos pueden diferir en algunas aplicaciones debido a variaciones del proceso, la secuencia fundamental de sucesos en la realización de una soldadura de percusión es la siguiente:

(1) Cargar las piezas en la máquina y sujetarlas. (2) Aplicar una fuerza moderada a las piezas o liberar el

mecanismo impulsor. (3) Establecer un arco entre las superficies de empalme (1)

con alto voltaje para ionizar el gas entre las piezas o (2) con una corriente elevada para fundir y vaporizar una proyección en una de las piezas.

(4) Juntar las piezas percusivamente aplicando una fuerza para extinguir el arco y consumar la soldadura.

(5) Interrumpir la comente. (6) Liberar la fuerza. (7) Soltar el ensamble soldado. (8) Descargar la máquina.

La soldadura de percusión es similar a la soldadura de pernos por descarga de condensador. Las diferencias entre los dos procesos radican en las aplicaciones y en el tipo de fuente de potencia. La soldadura de percusión puede servir para unir alambres, barras y tubos con secciones transversales iguales. En estas aplicaciones, la comente de soldadura proviene de un banco de condensadores de almacenamiento.

El proceso también puede usarse para soldar alambres o contactos a áreas planas grandes con la potencia de un banco de condensadores o un transformador.

PRINCIP IO S DE FUNCIONAM I E NTO EL CALOR DE soldadura se genera por un arco de comente elevada entre las dos partes que se van a unir. La densidad de

2. Véase el capitulo 9.

corriente es muy alta, y en unos cuantos milisegundos funde una capa delgada de metal en las superficies de empalme. A conti- nuación las superficies fundidas se juntan con una acción percusiva para completar la soldadura.

Existen dos variaciones del proceso que se distinguen por el tipo de fuente de potencia, el método de iniciación del arco y el movimiento de impulso del trabajo.

Soldadura de percusión por descarga de condensador CUANDO SE USA el método de descarga de condensador, la potencia proviene de un banco de condensadores de almacenamiento. El arco se inicia por el voltaje que existe entre las terminales del banco de condensadores (voltaje de carga) o por un pulso superpuesto de alto voltaje. El movimiento puede impar- tirse a la pieza móvil con dispositivos mecánicos o neumáticos.

Soldadura de percusión por fuerza magnética EN LA SOLDADURA de percusión por fuerza magnética la potencia proviene de un transformador de soldadura. El arco se inicia vaporizando una pequeña proyección de una de las piezas con una corriente elevada del transformador. El metal vaporizado establece un trayecto para el arco. La fuerza percusiva se aplica a la unión por medio de un electroimán sincronizado con la comente de soldadura. Las soldaduras de percusión por fuerza magnética se hacen en menos de medio ciclo de una comente de 60Hz; en consecuencia, la sincronización entre la iniciación del arco y la aplicación de la fuerza magnética es crucial.

VENTAJAS DE LA SOLDADURA DE PERCUSIÓN LA EXTREMA BREVEDAD del arco en ambas versiones de ia soldadura de percusión limita la fusión a una capa muy delgada de las superficies de empalme; por tanto, hay muy poco vuelco o destello en la periferia de la unión soldada (pero suficiente para eliminar las impurezas de la unión). Los metales tratados con calor o forjados en frio se pueden soldar sin recocerlos.

No se usa metal de aporte y no queda metal resolidificado en la interfaz de la soldadura. Las uniones soldadas por percusión normalmente poseen mayor resistencia mecánica y conductividad que las uniones latonadas. A diferencia de la soldadura fuerte, no se requiere atmósfera especial ni fundente. Una ventaja específica del método de descarga de condensador

es que la velocidad de carga del condensador se puede controlar fácilmente y es baja en comparación con la velocidad de descarga. El factor de potencia de línea es mejor que con una máquina de ca monofásica. Estos dos factores proveen una buena eficiencia de operación y una demanda baja de potencia de línea.

La soldadura de percusión puede tolerar un poco de contami- nación en las superficies de empalme porque la expulsión de la delgada capa fundida tiende a sacar cualesquier contaminantes de la unión.



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Figura 18.12-Contactos eléctricos típicos unidos por soldadura de percusión de fuerza magnética

LIMITACIONES EL PROCESO DE soldadura de percusión esta limitado a uniones de tope entre dos secciones similares y a bases o contactos planos unidos a superficies planas. Además, el área total que puede unirse está limitada porque no es fácil controlar un trayecto de arco entre dos superficies grandes.

Las uniones entre dos secciones similares casi siempre pueden lograrse en una forma más económica empleando otros procesos. La soldadura de percusión suele restringirse a la unión de metales disímiles que nonnalinente no se consideran soldables con otros procesos, y a la producción de uniones en casos en que es imprescindible evitar el vuelco.

Otra limitación del proceso es que se deben unir dos piezas separadas; no sirve para soldar un anillo a partir de una sola pieza.

APLICACIONES

Metales soldables EL MÉTODO DE fuerza magnética se usa priinordialinente para unir contactos eléctricos a los brazos de coiitactores. Entre ias combinaciones están cobre con cobre, plata-tungsteno con cobre, óxido de plata con cobre y óxido de plata-cadinio con latón. En aplicaciones de producción se sueldan áreas entre 26 y 820 mn2 (0.040 y 1.27 pu@). Hay una cierta pérdida de metal en la interfaz de soldadura, y en la mayor parte de los casos se hace necesario eliminar algo de material de destello de la periferia de la soldadura. En la figura 18.12 se muestran varios diseiios de contactos soldados con este proceso, y la figura 18.13 muestra un corte transversal de una soldadura representativa.

El método de descarga de condensador suele usarse para producir los siguientes tipos de uniones:

(1) Uniones a tope entre alambres o varillas. (2) Extremos de alambres eléctricos a conductores o tenni-

nales planos.

(3) Contactos a brazos de relevador.

El alambre usualmente es de cobre y puede ser de uno o varios hilos, desnudo o estañado. Las varillas suelen ser de cobre, latón o níquel-plata. Otras aleaciones como acero, alumel, cromel, aluminio y tantalio pueden soldarse consigo mismas o con otros materiales. El método también puede aplicarse a soldaduras de metales reactivos, refractarios y disímiles, ya que el breve tiempo de soldadura limita la contaminación de los metales reactivos y la formación de zonas intennetálicas de baja resistencia mecá- nica en las uniones.

Aplicaciones industriales LAS COMPANIAS QUE usan soldadura de percusión pertenecen principalmente al campo de contactos eléctricos y componentes. Los ensambles de contactos grandes para relevadores y contactores normalmente se fabrican en máquinas de soldadura de percusión por fuerza magnética, las cuales pueden automatizarse para manejar grandes volúmenes de producción.

Figura 18.1 3-MiGofotografia de un corte transversal de un contacto de plata (arriba) soldado a una terminal

de latón (abajo)



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EI equipo manual de descarga de condensador puede usarse para soldar alambres a clavijas. Esto es útil sobre todo en los equipos aeroespaciales que se someten a golpes y vibraciones. EI proceso también se usa para soldar componentes electrónicos a terminales.

EFECTO SOBRE LOS METALES SOLDADOS

Efectos térmicos LAS SOLDADURAS DE percusión se efectúan en un tiempo extremadamente corto, que puede ser de milisegundos cuando se usa soldadura con fuerza magnética. Por esta razón, las zonas térmi- camente afectadas de las soldaduras de percusión son someras, casi siempre de menos de 0.25 mm (0.010 pulg) de espesor. Casi no hay oxidación de las superficies de empalme y un mínimo de aleación entre metales disímiles. Dado que la profundidad de la zona térmicamente afectada es tan pequeña, los metales tratados con calor se pueden soldar sin ablandarse. El aporte de calor es tan concentrado y dura tan poco tiempo que los componentes sensibles al calor cercanos al área de soldadura no resultan afectados por el ciclo de soldadura.

El balance calorífico entre las piezas casi nunca amerita cosideración. como la soldadura de percusión es en esencia un proceso de cc, la polaridad de las dos piezas soldadas puede ser importante en algunos casos, como sucede con la soldadura por arco.

Pérdida de metal LA PÉRDIDA DE metal que ocurre durante una soldadura de percusión no es tan grande como en la soldadura de pernos con arco. La pérdida vana con el área de la soldadura y el tipo de máquina soldadora, y generalmente puede ignorarse en el caso de piezas unidas con soldadura de percusión por descarga de condensador. Sin embargo, sí debe tenerse en cuenta en la soldadura de percusión por fuerza magaética.

Material de destello EL MATERIAL DE destello es el metal que sale despedido a alta velocidad de la interfaz de unión durante una soldadura de percusión. Puede dañar las herramientas adyacentes y afectar la precisión del ensamblado. Todo el material de destello adherido a la unión soldada debe eliminarse para que no cause problemas durante el servicio.

SOLDADURA DE PERCUSIÓN POR FUERZA MAGNÉTICA

Máquinas soldadoras LAS MAQUINAS DE fuerza magnética emplean una fuente de potencia de bajo voltaje (20 a 35 volts de un transformador), un iniciador de arco del tipo de proyección y un sistema electro- magnético para producir la fuerza de soldadura. La unidad generalmente consiste en una máquina soldadora de resistencia tipo prensa con transformador, controles y herramental de dise-

ño especial. En la figura 18.14 se muestra una máquina típica empleada para soldar el tipo de piezas que se muestran en l a figura 18.12. Un cilindro neumático provee la fuerza inicial para juntar las piezas.

Las máquinas de soldadura de percusión por fuerza magné- tica suelen tener una fuente de potencia independiente para el electroimán, con el fin de poder variar la magnitud de la fuerza y el tiempo de aplicación con respecto a la iniciación de la corriente de soldadura. Esto se logra usando dos transformadores: uno para la potencia de soldadura y el otro para la potencia del electroimán. La aceleración del miembro de fuerza puede controlarse ajustando la magnitud de la corriente del electro- imán, y a su vez permite controlar la duración del arco.

Como la soldadura se efectúa durante medio ciclo de 60 Hz, la comente es unidireccional. En algunos casos, la polaridad de las dos piezas puede afectar la calidad de la soldadura. En general, las mismas condiciones que prevalecen en la soldadura por arco también tienen vigencia en la soldadura de percusión en lo tocante a la polaridad. La corriente siempre pasa por el transformador en la misma dirección y el núcleo puede saturar- se parcialmente; por esto, los controles eléctricos deben proveer un pulso de medio ciclo de baja amplitud en la dirección opuesta para cancelar el flujo en el transformador y el electroimán. Esto puede hacerse mientras se cargan las piezas.

Diseño de las uniones PARA SOLDAR DOS superficies planas es preciso formar en una de ellas una proyección similar a la empleada en la soldadura de resistencia, como se aprecia en la figura 18.15. Su diámetro y altura deben establecerse para cada aplicación. El diámetro debe ser lo bastante grande como para soportar la fuerza inicial aplicada a las piezas, pero demasiado pequeño para transportar la corriente de soldadura. La altura determina la separación entre las superficies de empalme y, por tanto, el voltaje inicial del arco. Si se sueldan contactos de área grande, pueden ser necesarias dos proyecciones.

Las superficies por unir deben ser planas y estar paralelas durante la soldadura para que se formen arcos en toda el área. Las áreas que no se fundan probablemente no soldarán cuando se junten las piezas.

Voltaje y corriente Es NECESARIOESTABLECER y mantener la magnitud deseada de voltaje y corriente para el área de soldadura requerida. Sus valores los determinan la proyección empleada, la capacidad del transformador de soldadura y la impedancia del circuito secundario. El transformador deberá tener baja impedancia con voltajes secundarios superiores a los que suelen emplearse para soldadura de resistencia.

Tiempo de arco EL TIEMPO DE arco puede considerarse como el tiempo transcurrido entre la explosión de la proyección y el momento en que las piezas se juntan extinguiéndose el arco. La sincronización entre la iniciación del arco y la aplicación de la fuerza magnética es crucial.



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Finura 18.14-Maquina de soldadura de percusión por fuerza magnética



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S O L D A D U R A P O R D E S T E L L O . D E V U E L C O Y D E P E R C U S I O N 607

fuerza, con lo que se controla también el tiempo de arco, dentro de ciertos limites.

CONTACTO DE PLATA-CADMIO

DIÁM

TODAS LAS DIMENSIONES ESTAN EN PULGADAS

Figura 18.15-Diseño típico de un ensamble de contacto soldado por percusión con fuerza magnética

EI tiempo de arco es función de:

(i) La magnitud de la fuerza magnética. (2) La sincronizacióii entre la fuerza magnética y la corriente

(3) La inercia o masa de Ias piezas móviles del sisteiiia de

(4) La altura de la proyección. (5) La magnitud de la corriente de soldadura y el diriinetro

de soldadura.

fuerza.

de la proyección.

La aceleración de la cabeza móvil es directaiiieiite proporcional a Ia fuerza magnética aplicada e iiiversaiiieiite proporcional a la masa. En los sistemas de dos transfoniiadores esta acelera- ción puede controlarse ajustaiido Ia magnitud de la corriente de

SOLDADURA DE PERCUSIÓN POR DESCARGA DE CONDENSADOR ACTUALMENTE SE USAN dos tipos de máquinas. Una tiene un sistema de alto voltaje y baja capacitancia. Los voltajes de carga van de 1 a 3 kV. Con este sistema, la preparación del extremo del alambre no es critica porque el potencial aplicado es suficiente para ionizar el aire en el hueco e iniciar el arco.

EI otro sistema emplea una fuente de energia de bajo voltaje y alta capacitancia. Esto tiene las ventajas de un voltaje de operación seguro (alrededor de 50V), una fuente de potencia sencilla, y menos salpicaduras ai soldar. En algunos diseños, la potencia de alto voltaje se descarga a través de un transformador con salida de bajo voltaje.

Los sistemas de bajo voltaje requieren un circuito de inicio de arco de 600 V y una preparación especial dei extremo del alambre. Una vez ionizado el hueco de aire con el circuito de 600 V (de bajo ainperaje), el arco es sostenido por el circuito de 50 V. EI circuito de iniciación de arco no causa una fusión apreciable del metal.

Un tipo de máquina de bajo voltaje consiste en una pistola de mano y una fuente de potencia portátil. La pistola está diseñada para soldar alambres a terminales sosteniendo una terminal plana o cuadrada pequena en un conjunto de quijadas estacionarias, y el alambre que se soldará en un conjunto de quijadas móviles. Cuando se acciona la pistola, unos resortes empujan el alambre a alta velocidad hacia la terminal. Si el extremo del alambre tiene un borde pluniado, el arco se inicia con mucha mayor facilidad. El arco se iiucia en el punto de contacto del alambre y la tenniiial. La corriente de fusión funde el borde pliimado del alambre más rápidamente que las quijadas móviles acercan el alambre a la terminal; el arco se extiende a toda el área del alambre y fuiide una capa de aproximadamente 0.050 a 0.76 inin (0.002 a 0.003 pulg) de espesor en cada una de las piezas. EI arco se extingue después de unos 150 a 600 microse- giiiidos cuando las dos piezas entran en contacto.

Otra versión de miquina soldadora portátil de bajo voltaje emplea un pulso de alta frecuencia para iniciar el arco. Esto hace innecesario que el extremo del alambre tenga una forma especial. La ináquiiia se vale de L I I ~ accionador electromecánico para acelerar el alambre y aplicar la fuerza de forjado necesaria. Una versión de esta ni,iquiria se muestra en la figura 18.16.

Las iiiriquinas seiiiiautoináticas y automáticas se emplean para soldar ensambles similares al que se muestra en la figura i 8. i 7. Las patas del conipoiieiite generalmente son de cobre estaiindo recocido. Las teniiinales pueden ser de latón, latón estaiindo o aleaciones de níquel y plata. Los alambres y las patas de 0.2 a 2.6 nim (0.006 a 0.102 pulg) de diámetro se pueden soldar a teniiinales y placas de diversos espesores por encima de 0.2 min (0.006 pulg) de espesor.

Los controles de los equipos de descarga de condensador iioniialmeiite peniiiteii ajustar, entre otras cosas, el voltaje de soldadura, Ia capacitancia y el voltaje de alta frecuencia, cuando se utiliza. También iiicliiyen 1111 control del mecanismo de mo- viiiiieiito.



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Figura 18.16-Fuente de potencia portátil y pisto6 manual de soldadura de percusión por descarga de

condensador

CALIDAD DE LA SOLDADURA LA CALIDAD DE las soldaduras de percusión puede determinarse por examen metalográfico y pruebas mecanicas. El examen

metalográfico muestra la cara interna de la soldadura y la anchura de las zonas termicamente afectadas. En el caso de metales disímiles, puede revelar el grado de aleación en la cara interna. Las pruebas de microdureza en una sección metalográfica pueden indicar el efecto de la soldadura sobre el metal base.

Las uniones soldadas pueden someterse a pruebas de tensión, flexión o cizallamiento, dependiendo del diseño de la unión. En algunas aplicaciones puede ser importante el efecto de las vibraciones. El método de prueba debe diseñarse para calificar los procedimientos de soldadura y las propiedades de las uniones soldadas para las aplicaciones a las que están destinados.

COMPONENTE

T O L D A D U R A

CIRCUITO IMPRESO O TARJETA MOLDEADA

Figura 18.1 7-Ensamble electrónico soldado por percusión típico

SEGURIDAD

ASPECTOS MECÁNICOS LAMAQUINA SOLDADORA debe estar equipada con los dispositivos de seguridad apropiados para evitar daños a las manos u otras panes corporales del operador. Los dispositivos de iniciación, como botones interruptores o interruptores de pie, deben colocarse y protegerse de modo que no puedan accionarse accidentalmente.

Las guardas, accesorios o controles de apertura de la máquina deben impedir que las manos del operador puedan estar entre las abrazaderas que sujetan el trabajo o entre las piezas que se van a soldar. Los controles a dos manos, cerrojos, dispositivos sensores de aproximación u otros mecanismos similares pueden servir para impedir operar el equipo en una forma no segura.

ASPECTOS ELÉCTRICOS TODAS LAS PUERTAS y paneles de acceso de las maquinas y controles deberán mantenerse cerrados o interbloqueados para evitar que personal no autorizado tenga acceso a ellos. Si el equipo emplea condencadores para almacenar energía, los interbloqueos deberán interrumpir el suministro de potencia y descargar todos los condensadores a través de una carga resistiva apropiada cuando se abra la puerta de acceso. También debe haber un interruptor manual u otro mecanismo positivo para este fin, además del interbloqueo o contacto mecánicos. Con este dispositivo se podrá tener la seguridad de haber descargado por completo los condensadores.



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Se deberá seguir un procedimiento de bloqueo de moviinien- to antes de trabajar con los sistemas eléctrico o hidráulico.

CONSIDERACIONES DE SEGURIDAD PARA EL PERSONAL SE DEBERÁ CONTAR con guardas de destello de un material apropiado resistente al fuego para proteger al operador contra las chispas y evitar incendios. Además el operador deberá usar protección para los ojos con lentes coloreados apropiados.

Si las operaciones de soldadura producen niveles de ruido elevados, el personal deberá contar con protección para los oídos.

Los vapores metálicos producidos durante las operaciones de soldadura deberán eliminarse mediante los sistemas de ventila- ción locales.

Se puede hallar información adicional sobre prácticas de seguridad para soldadura en la American National Standard 249. l , Safety in Welding and Cutting (última edición), disponible en la American Welding Society.

LISTA DE LECTURAS COMPLEMENTARIAS Anon. “Union Pacific used flash welding to take clickity-clack

out ot its tracks”, en Welding Journal 55(11) 961-962; noviembre de 1976.

Cueman, M. K. y Williamson, R. “Process model for percussion welding”, en Welding Journal 68(9) 372s-376s; septiembre de 1989.

Holko, Kenneth H. “Magnetic force upset welding dissimilar thickness stainless steel tee joints”, en Welding Jourrzal 49(9): 427-439s; septiembre de 1970.

Kotecko, D. J., Cheever, D. L. y Howden, D. G. “Capacitor discharge percussion welding; microtubes to tube sheets”, en Weldiizg Jourrzal53(9): 557-560; septiembre de 1974.

MIL-W-6873, Military Specification, Welding; Flash, Carbon and Alloy Steel.

Petry, K. N., et al. en “Principles and practices in contact welding”, Welding Jounzal49(2): 117-126; febrero de 1970.

Savage, W. F. “Flash welding; the process and application.” Welding Journal 41(3): 227-237; March 1962.

. “Flash welding: process variables and weld properties”, en Welding Jouriza¿41(3): 109s-119s; marzo de 1962.

Sullivan, J. F. y Savage, W. F. “Effect of phase control during fllashing on flash weld defects”, en Welding Journal 50(5): 213s-221s; mayo de 1971.

Thompson, E. G. “Attachment of thermocouple instrumentation to test components by all-position percusion welding”, en Welding Jour/inl61(6): 31-33; junio de 1982.

Turner, D. L. et al. “Flash butt welding of marine pipeline materials”, en Weldirig Jourrzal61(4): 17-22; abril de 1982.



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EQUIPO PARA SOLDADURA DE RESISTENCIA


P. Dent, Presidente Grumrnan Aerospace Corporation


R. G. Gasser Ferranti/Sciaky, Incorporated


D. L. Hallum Bethleherri S t d Corporation

J. W. Lee Textron Lyconiing

R. B. McCauley McCairley Associates

D. H. Oris A r m o , Incorporated


W. T. Sliieh General Electric Cornpany

K. C. Wu Pertron/Sqiiare D

MANUAL D E SOLDADURA:

A. F. Man: Associates

Introducción 612 MIEMBRO DEL COMITÉ DEL

613 A.F.Manz Maquinas para soldadura de puntos y de proyección

Construcción general 61 6

Máquinas para soldadura de punto rodado y de costura 61 9

Máquinas para soldadura por destello y de vuelco 622

Maquinas para soldadura de vuelco 625

Cmtroles para soldadura de resistencia 626

Características eléctricas 632

Electrodos y portaelectrodos 636

Fuentes de potencia 647

Seguridad 648




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EQUIPO PARASOLDADURA DE RESISTENCIA INTRODUCCIÓN LA SELECCIÓN DEL equipo para soldadura de resistencia por lo regular la determina el diseño de las uniones, los materiales de construcción, los requisitos de calidad, los programas de produc- ción y las consideraciones económicas. Las máquinas para soldadura de resistencia estándar están diseñadas para satisfacer los requisitos del boletín núm. 16 de la Resistance Welder Manu- facturers Association (RWMA). Estas máquinas son capaces de soldar una amplia variedad de aleaciones y tamaños de componentes. Se puede requerir equipo de soldadura de resistencia complejo, de diseño especial, para satisfacer los requisitos eco- nómicos de la producción en masa o los requisitos de calidad de las especificaciones militares.

Una máquina para soldadura de resistencia tiene tres elementos principales:

(1) Un circuito eléctrico que consiste en un transformador de soldadura y un circuito secundario con electrodos que conducen la comente al trabajo.

(2) Un sistema mecánico que consiste en un armazón y los mecanismos asociados para sostener el trabajo y aplicar la fuerza de soldadura.

(3) El equipo de control para iniciar y cronometrar la comente; también puede controlar la magnitud de la comente además de la secuencia y los tiempos de otras partes del ciclo de soldadura.

En lo tocante a la operación eléctrica, ias máquinas para soldadura de resistencia se clasifican en dos grupos básicos: de energía directa y de energía almacenada. Las máquinas de ambos grupos pueden estar diseñadas para operar con potencia mono- fásica o trifásica.

La mayor parte de las máquinas para soldadura de resistencia son del tipo de energía directa monofásica. Éste es el tipo de máquina que más se usa porque es el más simple y el menos

costoso en cuanto a costo inicial, instalación y mantenimiento. Los diseños del sistema mecánico y el circuito secundario son esencialmente los mismos para todos los tipos de máquinas soldadoras, pero los diseños de transformador y los sistemas de control pueden diferir considerablemente.

Una máquina soldadora monofásica tiene una demanda volt- ampere (kVA) mayor que una máquina trifásica de especifica- ción equivalente. La demanda de una máquina monofásica causa un desequilibrio en una línea de potencia trifasica. Además, su factor de potencia es relativamente bajo debido a la reactancia inductiva inherente en el circuito de soldadura de la máquina. La demanda monofásica podría no implicar un problema si la máquina soldadora representa una parte pequeña de la carga total de la línea o si se conectan varias máquinas soldadoras monofá- sicas para equilibrar la carga sobre las tres fases de la línea de potencia.

Una máquina de energía directa trifásica extrae potencia de las tres fases de la línea de potencia. La reactancia inductiva del circuito de soldadura es baja porque se usa corriente continua para soldar. La consecuencia de esto es que el voltaje de circuito secundario requerido para una comente de soldadura dada se reduce; así, la demanda de kVA de una máquina trifásica es menor que la de una máquina monofásica equivalente (de igual comente). Esto resulta definitivamente ventajoso cuando se requiere una máquina de gran capacidad y la capacidad de la línea de potencia es limitada.

EI principio de una máquina de energía almacenada se basa en acumular y almacenar energía eléctrica y luego descargarla para realizar la soldadura. Normalmente, la energía se almacena en un banco de condensadores. En las máquinas de energía almacenada pequeñas generalmente se usa potencia monofásica; la demanda de potencia es baja porque el tiempo de almacenamiento es relativamente largo en comparación con el tiempo de soldadura.



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E Q U I P O P A R A S O L D A D U R A D E R E S I S T E N C I A 613

MÁQUINAS PARA SOLDADURA DE PUNTOS Y DE PROYECCIÓN

MÁQUINAS TIPO BALANCíN LAS MAQUINAS MAS sencillas y de uso más común para soldar por puntos son las de tipo balancín, así llamadas por el movimiento oscilante del asta superior. Un asta es básicamente un brazo o la extensión de un brazo de una máquina para soldadura de resistencia que transmite la fuerza de electrodos y, en la mayor parte de los casos, la corriente de soldadura. Este tipo de máquina se puede adaptar con facilidad a la soldadura de puntos de la generalidad de los metales soldables. Son tres los méto- dos de operación disponibles: (1) neumático, (2) por pie y (3) por motor.

Las máquinas neumáticas, como la de la figura 19.1, son las más utilizadas. Con la operación neumática, el ciclo de soldadu-

ra generalmente se controla automáticamente con una unidad de control combinada. Estas máquinas pueden operar rápidamente y es fácil configurarlas para la soldadura.

Las máquinas operadas con el pie son más adecuadas para la fabricación de productos misceláneos de lámina, sobre todo en series de producción cortas en las que no se requiere una calidad de soldadura consistente.

Las máquinas operadas por motor normalmente se usan cuando no se dispone de aire comprimido.

Las máquinas de balancín estándar generalmente se fabrican con profundidades de garganta de 30 a 90 cm (12 a 36 pulg) y capacidades de transformador de 5 a 100 kVA. La construcción general de estas máquinas es la misma para los tres tipos de operación.

C

Fx-

A - PROFUNDIDAD DE LA GARGANTA M - N - R -

D - AJUSTE DEL BRAZO INFERIOR s -

F - VALVULA DE AIRE T - G - ASTASUPERIOR w- H - ASTAINFERIOR

B - ESPACIADO DE LAS ASTAS C - LINEA CENTRAL DEL BALANCiN

E - CILINDRO DE AIRE

BALANCíN CON DUCTOR SECUN DARI0 FLEX1 BLE REGULADOR DE CORRIENTE (CONMUTADOR DE DERIVACION) SECUNDARIO DELTRANSFORMADOR PORTAELECTRODOS ELECTRODO

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Figura 19.1-Máquina de balancin para soldadura de puntos operada por aire



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614 E Q U I P O P A R A S O L D A D U R A D E R E S I S T E N C I A

Posición de los electrodos ELTRAYECTO QUE sigue el electrodo superior es un arco alrededor del fulcro del brazo superior. Los electrodos deben colocarse de modo tal que ambos queden en el plano de los ejes de las astas. Además, las dos astas deberán quedar paralelas cuando los electrodos estén en contacto con el trabajo. Incluso con las astas paralelas, puede haber deslizamiento de los electrodos si los portaelectrodos o las astas no tienen la rigidez suficiente. El deslizamiento puede reducirse cambiando los portaelectrodos por otros más rígidos, ajustando ia posición de los electrodos o proveyendo a la asta inferior con un apoyo. En virtud del movimiento radial del electrodo, estas máquinas no se recomiendan para la soldadura de proyección.

Diseño mecánico EL ARMAZON DE la máquina alberga el transformador y el conmutador de derivación y sostiene los componentes mecáni- cos y eléctricos.

En las máquinas neumáticas, la carrera del cilindro de aire debe ir en proporción al espaciado requerido entre los electrodos. Su diámetro debe ir en proporción a la razón Y/X entre el electrodo y el brazo de palanca, como se muestra en la figura 19.1. Para un cilindro de diámetro dado, la fuerza de soldadura disponible disminuirá al incrementarse la profundidad de garganta, manteniendo el punto de fulcro original. El espaciado de los electrodos puede fijarse ajustando la posición de los electrodos en las astas, pero en la mayor parte de los casos es aconsejable usar un cilindro de aire de doble acción con carrera ajustable.

La fuerza ejercida por un pistón es igual al producto de su área superficial por la presión de aire aplicada a esa área. Casi todos los sistemas neumáticos industriales trabajan a 80 psi (550 E a ) como mínimo, y el tamaño del cilindro generalmente se determina con base en este valor.

La fuerza de electrodos es el producto de la fuerza del pistón por la razón de brazo de palanca Y/X; por tanto, es directamente proporcional a la presión del aire, la cual se controla mediante un regulador de presión. No es recomendable usar presiones de aire por debajo de 20 psi (140 kPa) porque el cilindro puede comportarse de manera errática e inconsistente.

En las máquinas operadas con el pie y por motor, el cilindro de aire es sustituido por un resorte duro. El resorte se comprime por medio de un brazo de palanca operado con el pie o una leva operada por el motor, y ejerce una fuerza sobre el extremo del balancín. La magnitud de la fuerza depende de la rigidez del resorte y de la distancia de compresión.

MAQUINAS TIPO PRENSA LAS MÁQUINAS TIPO prensa se recomiendan para todas las operaciones de soldadura de proyección y muchas aplicaciones de soldadura de puntos. En este tipo de máquinas, la cabeza de soldadura móvil se desplaza en linea recta sobre cojinetes o rieles guía. Estos cojinetes deben ser de un tamaño tal que soporten cualquier carga excéntrica sobre la cabeza de soldadura.

Las máquinas de soldadura tipo prensa estándar, según la definición de la RWMA, tienen capacidades entre 5 y 500 kVA

y profundidades de garganta de hasta 137 cm (54 pulg) (véase la figura 19.2). Las unidades no estándar, como los tipos de fuerza magnética y de banco, se utilizan mucho para la fabrica- ción de radios, instrumentos, componentes eléctricos y joyería.

Las máquinas tipo prensa se clasifican según su empleo y método de aplicación de la fuerza. Pueden estar diseñadas para la soldadura de puntos, de proyección o ambas. La fuerza puede aplicarse por medio de sistemas neumáticos, hidráulicos o elec- tromagnéticos, o manualmente en el caso de las unidades de banco pequeñas.

Dos pautas generales para la selección de este tipo de máqui- nas son:

(1) La operación hidráulica normalmente no se emplea en máquinas con especificación menor que 200 kVA debido a su mayor costo en comparación con la operación neumática. Tam- poco se recomienda para la soldadura de proyección porque tiene una característica de “seguimiento” más lenta que la de las máquinas neumáticas. El seguimiento de una máquina soldadora es la capacidad del mecanismo de fuerza para reaccionar ante los cambios dinámicos que tienen lugar durante una operación de soldadura, y mantener la presión apropiada.

(2) La operación neumática puede usarse en m6quinas de todos los tamaños, pero cuando se requieren fuerzas muy grandes los cilindros y válvulas de aire son de gran tamaño, el funcionamiento es lento y el consumo de aire es alto. Tomando en cuenta todos los factores, la mayor parte de las máquinas de 300 kVA o menos es de operación neumática, y las de 500 kVA o más son de operación hidráulica. Las máquinas entre 300 y 500 kVA pueden operar con cualquiera de los dos métodos.

En muchos casos se utiliza un sistema con especificación de kVA alta por exigencias de ciclo de trabajo y no porque la demanda de kVA vaya a ser alta. Estas máquinas pueden equiparse para operación neumática.

EI seguimiento rápido de los electrodos es importante sobre todo cuando se sueldan por puntos o por proyección secciones relativamente delgadas, sobre todo de aluminio u otros metales no ferrosos. La operación neumática provee un seguimiento mucho más rápido que la neumática en virtud de la compresibi- lidad del aire. En la operación hidráulica, el seguimiento debe efectuarse por movimiento del líquido, y por tanto depende de la capacidad de la bomba. En ocasiones se añade al sistema neumático un acumulador de aire precargado, comúnmente conocido como tanque de sobretensión, para mejorar aún más ei seguimiento.

En las máquinas grandes (incluso en las de operación neumá- tica) a menudo se logra un seguimiento rápido empleando un sistema de resortes montado debajo de las guías del ariete. Este sistema de resortes permite al electrodo superior seguir al trabajo independientemente de la inercia del ariete. Además, se utilizan sistemas de aire tipo fuelle junto con cronómetros de precisión y válvulas de descarga que permiten al ariete seguir al trabajo independientemente de la fricción y de las limitaciones de aire del cilindro neumático. Aunque el sistema de fuelle es costoso, tiene ia ventaja de aprovechar las guías de precisión del sistema de ariete, y esto es muy importante sobre todo cuando se sueldan múltiples proyecciones.

Al soldar metales preciosos o disímiles, ia sincronización del calentamiento y la presión debe ser precisa y consistente. Una



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.-.I i I I-H

C

A - CILINDRO NEUMÁTICO O HIDRÁULICO B - ARIETE C - ADITAMENTO PARA SOLDADURA DE PUNTOS D - PIATINASUPERIOR J - SOPORTE DE LA ESCUADRA E - PLATINAINFERIOR

F - ESCUADRA G - CONDUCTOR FLEXIBLE H - SECUNDARIO DELTRANSFORMADOR

Figura 19.2-Máquina soldadora combinada de puntos y de proyección de tipo prensa

solución consiste en emplear un sistema de fuerza electromag- nética auxiliado por un cilindro neumático pequeño. Esta com- binación constituye un sistema funcional para controlar con precisión el momento exacto en que se aplica la fuerza al trabajo.

La fuerza magnética aumenta en sincronía con la comente de soldadura. Esta fuerza, combinada con la fuerza de sujeción

inicial, asegura que en el momento en que el calentamiento sea máximo habrá un seguimiento apropiado de la cabeza soldadora. AI caer la comente hacia cero, la fuerza magnética también disminuirá y al final la soldadura sólo estará sometida a la fuerza de sujeción. La fuerza magnética aumenta hasta un pico tanto en el medio ciclo positivo de la corriente como en el negativo. .



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CONSTRUCCIÓN GENERAL LAS MAQUINAS TIPO prensa estándar se diseñan y construyen de acuerdo con el principio de unidad para que su fabricación resulte económica. Se utiliza el mismo tamaño de armazón con dos o tres transformadores con diferentes especificaciones de kVA y una gama de profundidades de garganta. En la figura 19.2 se muestra una máquina soldadora tipo prensa representativa.

Las máquinas de soldadura de proyección tienen platinas en las que se montan troqueles, fijaciones y otras herramientas. En la mayor parte de los casos, las platinas son una parte directa del circuito secundario; tienen superficies planas y casi siempre ranuras “T” estándar a las que pueden sujetarse aditamentos.

Las máquinas diseñadas para la soldadura de puntos están equipadas con astas y portaelectrodos. Las unidades combinadas tienen tanto platinas como astas, y tienen una profundidad de garganta cuando se usan para soldadura de proyección y otra profundidad mayor cuando se emplean para soldadura de puntos. Las platinas, el ariete y el cilindro de fuerza están todos en la misma línea central. La distancia entre esta línea central y la cara de la placa secundaria es la profundidad de garganta para la soldadura de proyección. En las máquinas estándar con astas, los electrodos para soldadura de puntos están situados a 15 cm (6 pulg) o más de dicha cara, ya sea que se utilicen platinas o no.

En las máquinas de proyección o combinadas, la platina inferior puede estar montada, o ser parte de una escuadra que se puede ajustar verticalmente. La escuadra puede ser de cobre, bronce, acero o hierro colado.

DISEÑO MECÁNICO

Máquinas neumáticas ESTAS MÁQUINAS GENERALMENTE son del tipo de acción directa en las que la fuerza de electrodos la ejerce el cilindro neumático a través del ariete. Se usan cuatro tipos generales de cilindros neumáticos de doble acción, mismos que se ilustran en la figura 19.3. En todos los casos, el aire para la carrera de presión entra por la abertura A y sale por la abertura B. Para la carrera de regreso, el aire entra por la abertura B y sale por la A.

La figura 19.3 (A) muestra un cilindro de carrera fija con ajuste de carrera. El ajustador de carrera K limita el recorrido del pistón P y la abertura de los electrodos.

En la figura 19.3 (B) se muestra un cilindro de carrera ajustable con pistón falso. El pistón falso R está conectado al tomillo de ajuste K que controla su posición. La cámara L está conectada a la abertura A a través del tornillo de ajuste hueco. La carrera del pistón de fuerza P se ajusta por medio de la posición del pistón falso R que está encima de él, Este disefio responde con mayor rapidez que un cilindro de carrera fija porque el volumen L arriba del pistón P puede hacerse menor que el de un cilindro de carrera fija del mismo tamafio.

El cilindro de carrera ajustable puede modificarse para que tenga retracción. Esta característica puede permitir una apertura adicional de los electrodos para cargar y descargar la máquina o para dar mantenimiento a los electrodos (véase la figura 19.3C).

En el cilindro de carrera ajustable retráctil, una tercera abertura, C, está conectada a la cámara H arriba del pistón falso R. Si se admite aire en la cámara H a una presión ligeramente superior a la presión de operación en la cámara L, el pistón R bajará hasta una posición determinada por el tope ajustable X. Esto determina la posición ARRIBA del pistón P y la abertura de los electrodos para soldar. Cuando el aire de la cámara H sale a la atmósfera, el pistón P levantará consigo el pistón R hasta que el tope X haga contacto con la cabeza del cilindro. Esto aumentará la abertura de los electrodos para cargar y descargar la máquina. Al entrar de nuevo aire en la cámara H los pistones P y R volverán a la posición de soldar cuando la presión en la cámara H sea ligeramente mayor que en la cámara M. Por lo regular se usan válvulas o cojines de control de flujo para controlar la velocidad de operación de los cilindros neumáticos.

La figura 19.3 (D) muestra un cilindro del tipo de diafragma. En este diseño se usan cilindros distintos para retractar todo el cilindro y el ariete y poder cargar la pieza de trabajo. La desvia- ción del diafragma por el diferencial de presión entre sus dos lados es la que mueve los electrodos. Este sistema responde con gran rapidez debido a su baja fricción e inercia inherentes, y permite un seguimiento rápido de los electrodos cuando se forma la pepita de soldadura. Es fácil aplicar fuerza con los dos electrodos si se aumenta y reduce en forma altemada la presión de la cámara B mientras la cámara A se mantiene a presión constante.

Máquinas hidráulicas EN LAS MÁQUINAS hidráulicas se emplea un cilindro hidráulico en lugar de un cilindro neumático. Los disefios de los cilindros hidráulicos son similares a los neumáticos (figura 19.3), pero su tainafio generalmente es menor porque los sistemas líquidos pueden generar presiones más altas.

En el tipo más sencillo de sistema hidráulico, un motor de velocidad constante impulsa una bomba de presión y gasto constantes. La presión de salida de la bomba se controla mediante una válvula de alivio ajustable. El gasto de líquido se controla con una válvula de cuatro vías cuyo diseño es similar a las de los sistemas neumáticos. Entre los dispositivos auxiliares están un sumidero, un filtro, un intercambiador de calor, un medidor y ocasionalmente un acumulador.

Máquinas de tipo portátil UNA MÁQUINA PORTÁTIL típica para soldadura de puntos tiene cuatro componentes básicos:

(1) Una pistola o herramienta soldadora portátil. (2) Un transformador de soldadura y, en algunos casos, un

(3) Un contactor eléctrico y un cronómetro de secuencia. (4) Una unidad de cable y manguera para llevar potencia y

agua de enfriamiento del transformador a la pistola de soldar.

rectificador.



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DIAFRAGMA

CILINDRO R ETR ACTOR

(A) (B) (Cl 0) CARRERA AJUSTABLE CARRE RA DIAFRAGMA CARRERA FIJA

RETRÁCTIL AJUSTABLE

Figura 19.3-Disefios de cilindro neumático típicos para máquinas soldadoras tipo prensa operadas por aire

Una pistola de soldar portátil típica consiste en un armazbn, un cilindro accionador neumático o hidráulico, asideros para las manos y un interruptor iniciador. La unidad puede pender de una unidad de columpio ajustable.

Son dos los tipos básicos de pistolas neumáticas o hidráulicas. Uno es el tipo de tijera que es análogo a una máquina de balancín para soldar por puntos. El otro es el tipo “C”, así llamado por la forma que tiene. Este tipo trabaja en forma similar a una máquina para soldadura de puntos tipo prensa.

En el diseño de una pistola influye la fuerza de electrodos requerida. Para reducir el tamaño y el peso de la pistola, casi siempre se usa un cilindro hidráulico cuando es necesario producir fuerzas superiores a las 750 libras, aunque en ocasiones se usan cilindros neumáticos que producen hasta 1.50 libras con el fin de simplificar el equipo.

Los transformadores para pistolas portátiles deben producir voltajes de circuito abierto de dos a cuatro veces mayores que los de máquinas estacionarias. Se requieren voltajes más altos por los cables que se añaden entre el transformador y la pistola. La introducción de este cable en el circuito secundario tiene tres efectos fundamentales:

(1) Aumenta la impedancia total en un control de ca o de convertidor de frecuencia; por tanto, una soldadora de pistola requiere un voltaje secundario bastante más alto que una soldadora estacionaria para producir la misma comente secundaria.

(2) Aumenta el componente de resistencia de la impedancia, por lo que el factor de potencia es mucho más alto que en una soldadora estacionaria. En una máquina de cc, la mayor resistencia hará que disminuya la corriente disponible si no se aumenta el voltaje en forma proporcional.

(3) Minimiza el efecto de la impedancia de las piezas de trabajo tanto sobre la corriente producida por la soldadora como sobre el factor de potencia de la carga. Para los cálculos de potencia puede suponerse que los amperes de soldadura máxi- mos, la demanda de kVA y el factor de potencia son los mismos que en cortocircuito.

Otro tipo de pistola que se usa actualmente es la transpistola, cuyo transformador está montado directamente en un sistema de fuerzas autoecualizante y ofrece varias ventajas. Es bastante más compacto que el transformador antes descrito, y tiene un factor de potencia que puede exceder el 85%. Por otro lado, el trabajo es el principal componente de resistencia del circuito secundario y debe tenerse siempre en cuenta al emplear las corrientes de cortocircuito especificadas para determinar el tamaño del transformador.

Un elevador neumático-hidráulico es un dispositivo de pistón que sirve para transformar una presión neumática en una presión hidráulica elevada. El aumento en la presión es proporcional a la razón entre el área del pistón hidráulico y el área dei pistón neumático. El elevador provee la presión hidráulica necesaria al cilindro de la pistola.

Se requiere un control combinado para operar una pistola portátil. El control consiste en un contactor primario y un cronómetro de secuencia. Si se emplea un contactor de tubo electrónico, el control por lo regular estará montado aparte, pero lo más cercano al transformador que sea posible. Si el contactor es un dispositivo de estado sólido, lo compacto de ia unidad permitirá montar el control directamente sobre el transformador.



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MÁQUINAS PARA SOLDADURA DE MÚLTIPLES PUNTOS

UNA MAQUINA SOLDADORA de múltiples puntos es una unidad de aplicación especial diseñada para soldar un ensamble especifico. Este tipo de máquinas puede ser el más conveniente cuando los requisitos de producción y el número de soldaduras de puntos o de proyección en un ensamble es tan grande que la soldadura con una máquina de un solo punto no resulta económica. Las ventajas principales de estas máquinas son:

(1) Se pueden hacer vanas soldaduras al mismo tiempo. (2) Las dimensiones de las piezas y las posiciones de las

(3) El equipo puede ser muy confiable y de fácil manteni- soldaduras pueden ser bastante consistentes.

miento.

Diseño de las estaciones de soldadura LAS MÁQUINAS DE soldadura de múltiples puntos tienen varios transformadores, usualmente del tipo de doble secundario. En la figura 19.4 se muestran los componentes estandarizados típicos que se emplean para diseñar una amplia gama de máquinas para soldadura de múltiples puntos. La fuerza se aplica directamente al electrodo por medio de un cilindro neumático o hidráulico.

Para hacer soldaduras con centros cercanos, el diámetro del cilindro debe ser pequeño. Esto puede lograrse con cilindros en tándem o triples en la misma flecha. Un cilindro de triple pis- tón de 51 mm (2 pulg) de diámetro puede generar 2224 N (500 lb) de fuerza a 60 psi (414 Wa). Esta fuerza es suficiente para soldar por puntos dos espesores de 0.76 mm (0.030 pulg) de acero rodado en frío. Se puede lograr puntos menos espaciados empleando cilindros hidráulicos de menor diámetro. Otro méto- do, que generalmente se usa como último recurso, es emplear

I u

DIMENSIONES EN PULGADAS

Figura 19.4-Componentes básicos de un sistema de soldadura de múltiples puntos



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Diseños de maquinas LAS MAQUINAS DE múltiple transformador se usan mucho en la fabricación de productos de lámina metálica moldeada. Dada la amplitud de sus aplicaciones y requisitos, existen en el comercio muchos diseños de máquinas de múltiple transformador. Estas máquinas pueden diseñarse como estaciones de soldadura en líneas de ensamble automatizadas grandes con alto volumen de producción, o bien utilizarse en forma independiente. Las má- quinas independientes pueden cargarse y descargarse ya sea a mano o automáticamente. Es común conectarlas a robots tanto para soldar como para manipular materiales.

En muchos casos es posible usar un solo control para iniciar todas las secuencias de soldadura: hasta seis contactores primarios individuales reciben una señal en sene; esto es, cada uno se dispara cuando el anterior completa toda su secuencia de soldadura. Este tipo de secuencia de disparo se conoce como disparo en cascada. Algunos de estos controles también pueden fungir como controles de lógica programable (PLC), pero generalmente están limitados a aplicaciones pequeñas.

Los controles de soldadura de este tipo tienen varias ventajas. La principal de ellas es el ahorro económico que implica la compra de un solo control. Además, ia unidad de control única ayuda en el mantenimiento y localización de fallas de la máqui- na. Por otro lado, está la desventaja del tiempo de ciclo que se pierde esperando que se complete cada soldadura.

AI diseñar una máquina para una aplicación de soldadura en particular, hay que considerar varios factores, entre los cuales están:

electrodos en codo, aunque esto induce cargas excéntricas sobre el cilindro. Si se emplea este tipo de electodos, la carrera del cilindro debe ser lo más corta posible. La combinación de cilindro y portaelectrodos suele recibir el nombre de pistola soldadora.

Un transformador de soldadura con dos secundarios aislados puede alimentar potencia a dos circuitos de soldadura, aunque no es posible controlar la corriente en forma individual en cada circuito. También puede haber variaciones significativas en la salida de cada secundario, aun cuando se procure que los lazos secundarios sean idénticos. Si las soldaduras por realizar son críticas, se recomienda usar transformadores individuales para cada circuito.

EI transformador de doble secundario se caracteriza por su diseno compacto y perfil angosto. Si así se desea, se puede usar sólo uno de los secundarios en un momento dado, conectándose los dos secundarios en serie para alimentar un mismo circuito secundario en caso de requerirse un voltaje secundario más alto. Si se quiere aumentar la corriente de soldadura disponible para un solo circuito, los secundarios pueden conectarse en paralelo. Es posible diseñar unidades de pistola soldadora y transformador de este tipo para soldar por puntos dos láminas de acero al carbono rolado en frío de hasta 3.2 mm (0.125 pulg) de espesor.

En casi todas las aplicaciones, el electrodo inferior es un trozo sólido de aleación de cobre con una o más inserciones de aleación para electrodo que hacen contacto con la pieza que se va a soldar. Normalmente se enfría por agua para eliminar el calor. Las inserciones por lo general se diseñan con áreas de contacto grandes para que resistan el desgaste. Casi nunca se usan electrodos con punta contra el lado de “vista” del trabajo, a fin de evitar las marcas.

Es común emplear pistolas con diseño autoecualizador en los casos en que es preciso usar electrodos estándar a ambos lados de la soldadura para obtener un buen balance calorífico, o cuando las variaciones en las piezas no permiten un contacto consistente con un electrodo inferior grande. En estos diseños se emplea la misma pistola soldadora básica, pero se monta en un armazón en “C” especial similar al de una pistola para soldar por puntos portátil. Toda la unidad se mueve al aplicarse la fuerza de electrodos en las posiciones de soldadura.

(1) Fonna, tamaño y complejidad de la pieza. (2) Consistencia de las piezas que se van a unir. (3) Composición y espesor de las piezas. (4) Aspecto que debe tener la soldadura. (5) Requisitos de volumen de producción. (6) Equipo disponible (prensas, armazones y mesas de con-

(7) Tiempo de recoiifiguración para diferentes ensambles. (8) Factores económicos como costo inicial, mano de obra

troles).

para operar y mantenimiento.

MÁQUINAS PARA SOLDADURA DE PUNTO RODADO Y DE COSTURA EN PRINCIPIO, UNA maquina para soldadura de punto rodado o de costura es similar a una máquina soldadora de puntos, excepto que se usan electrodos de rueda en vez de electrodos de punta. Tanto la soldadura de punto rodado como la de costura se pueden realizar en el mismo tipo de máquinas.

Los elementos esenciales de una máquina soldadora de costura estándar son:

(1) Un armazón principal que alberga el transformador de soldadura y el conmutador de derivación.

(2) Una cabeza de soldar que consiste en un cilindro neumá- tico, un ariete y un mecanismo de montaje e impulso para el electrodo superior.

(3) EI mecanismo de montaje e impulso del electrodo infe-

(4) Conexiones del circuito secuiidario. (5 ) Controles electrónicos y contactor. (6) Electrodos de nieda. (7) Cojinetes para rueda, del tipo que conduce comente.

El am-iazóii principal, conmutador de derivación, ariete y cilindro neumático son esencialmente los mismos que los de una máquina tipo prensa estándar para soldar por puntos o por proyección. EI transformador suele ser de trabajo más pesado. dada la naturaleza continua de la soldadura de costura, compa- rada con la soldadura de puntos. Casi nunca se usan cilindros

rior, si se utiliza.



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hidráulicos en las máquinas para soldadura de costura, porque la fuerza de electrodos requerida no suele ser alta.

Para compensar el desgaste de los electrodos se utiliza una conexión ajustable entre el ariete y el vástago del pistón o bien un cilindro neumático de carrera ajustable. En algunos casos también puede ajustarse la posición del electrodo inferior y de su sistema de montaje, lo que permite situar el trabajo a una altura que haga más cómoda la operación.

Casi toda la soldadura de costura de láminas delgadas se hace con sistemas de impulso continuo. Para láminas gruesas hay que usar sistemas de impulso intermitentes que puedan mantener la fuerza de electrodos sobre la pepita de soldadura mientras se solidifica. La gama de espesores que puede soldarse con cada sistema impulsor dependerá del metal que se una.

La mayor parte de los mecanismos de impulso continuo emplea unmotor eléctrico de ca de velocidad constante con impulsor de velocidad variable. La gama de velocidades depende del diseño del impulsor y del diámetro del electrodo. También puede obtenerse buena flexibilidad con un impulsor de cc de velocidad variable con par de torsión constante.

TIPOS SON TRES LOS tipos generales de máquinas para soldadura de cost ura:

(1) Circulares, en las que el eje de rotación de cada electrodo es perpendicular al frente de la máquina; este tipo se usa para costuras largas en trabajos planos y para soldaduras circulares, como las que unen las cabezas a recipientes. Una de estas máquinas se muestra en la figura 19.5.

(2) Longitudinales, eil las que los ejes de rotación de los electrodos son paralelos al freute de la máquina; este tipo se usa para aplicaciones como soldar costuras laterales en recipientes cilín- dricos y costuras cortas en trabajos planos.

(3) Universales, en las que los electrodos pueden colocarse tanto en la posición circular como en la longitudinal; esto se logra con una cabeza superior giratoria en la que el electrodo y su cojinete pueden girar 90 grados alrededor de un eje vertical; se usan dos brazos inferiores intercambiables, uno para la ope- ración circular y otro para la longitudinal.

Figura 19.5-MaWina de so~dadura de costura circular estándar con fijación especial

MECANISMOS IMPULSORES DE LOS ELECTRODOS Moleteado o rodillo de fricción EN EL IMPULSOR de moleteado o de rodillo de fricción, el electrodo superior o el inferior, o ambos, son impulsados por una rueda de fricción en la periferia del electrodo. Si estos rodillos de fricción tienen dientes, se denoniinan moleteados o impulsores de moleteado. Los impulsores de este tipo mantienen una velocidad de soldadura constante aunque el diámetro del electrodo disminuya por el desgaste.

Los impulsores de rodillo de fricción suelen usarse en maquinas para soldar por juntura acero galvanizado, placas terne, láminas con incrustaciories u otros materiales con los que haya la posibilidad de que material de las piezas soldadas se adhiera

a los electrodos. La rueda iinpulsora moleteada tiende a disgregar el material pegado a la cara del electrodo. Si la naturaleza del trabajo lo permite, ambos electrodos deberán tener este tipo de impulsor para que el impulso sea más positivo y se reduzca la posibilidad de resbaladuras.

Los impulsores de inoleteado también pueden servir para controlar la foniia de la cara de contacto del electrodo de rueda. Esto puede lograrse empleando moleteados cuyo radio quede en el área de coiitpcto de ia rueda, o un moleteado plano provisto con cortadorrs iaterales que constantemente recorten la cara de contacto del electrodo a una anchura específica.

Impulsor de engranes CON ESTE METODO, la flecha del electrodo es impulsada por un tren de engranes movido por un impulsor de velocidad variable.



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Para evitar deslizamientos, sólo uno de los electrodos deberá recibir impulso. De lo contrario se requerirá una caja de engranes diferencial. Este tipo de impulsor generalmente es menos deseable que el de moleteado porque la velocidad de soldadura se reduce conforme el electrodo se desgasta. Esto puede contrarres- tarse aumentando gradualmente la velocidad de impulso.

Las aplicaciones más importantes de las máquinas de engranes son la soldadura de aluminio y magnesio y la fabricación de recipientes de diámetro pequeiío. Las máquinas estándar para soldadura de costura se diseñan con una distancia mínima entre los centros de los electrodos para cada tamaño de máquina. Si uno de los electrodos debe ser pequeño para que quepa dentro de un recipiente, el otro debe ser grande para mantener la distancia requerida entre los centros. Si la razón entre los diá- metros de los dos electrodos es mayor que 2 a 1, el electrodo más pequeño deberá ser el impulsado y el mayor estará libre para minimizar el deslizamiento de los electrodos.

E APLICACIÓN ESPECIAL EXISTEN MÁQUINAS ESPECIALES para aplicaciones específicas. En general, estas máquinas de soldadura de costura pueden agruparse en tres clases: de electrodo viajero, de fijación viajera y portátiles.

Máquinas de electrodo viajero ENESTE TIPO de maquinas, la costura que se va a soldar se sujeta con abrazaderas o se fija de alguna otra manera sobre un mandril o zapata fijo de algún tipo, y el ariete y el electrodo de rueda se desplazan a lo largo de la juntura. El impulso del ariete y electrodo proviene de un cilindro neumático o hidráulico, o de un tornillo impulsado por motor. A veces se usan dos electrodos superiores que trabajan en serie, colocados uno al lado del otro o en tándem. En la figura 19.6 se muestra una máquina de electrodo viajero.

Máquinas de fijación viajera EN LAS MÁQUINAS de fijación viajera, el electrodo superior permanece fijo y la fijación con el trabajo se mueve bajo el electrodo impulsado por un sistetna apropiado. También pueden usarse ventajosamente múltiples electrodos con este tipo de máquinas, como la que se muestra en la figura 19.7

Máquinas portátiles LAS PISTOLAS PORTÁTILES para soldadura de costura pueden usarse con trabajos que sean demasiado grandes o voluminosas para alimentarse a una máquina estándar. La pistola consiste en un par de electrodos de rueda y cojinetes impulsados por motor, junto con un cilindro neumático y el mecanismo asociado para aplicar la fuerza de electrodos. La corriente de soldadura se suministra igual que a las pistolas portátiles de soldadura de puntos. Puede usar-se un impulsor de cc de velocidad variable si se requiere una gama amplia de velocidades de soldadura. El motor y el reductor de velocidad se montan directamente sobre el marco de la pistola de soldar.

Figura 19.6-Máquina de soldadura de costura con electrodo viajero

EN FRIAMIENTO UN REQUISITO PARA la soldadura de costura es el enfriamiento correcto de la máquina, los electrodos, los cojinetes portadores de corriente y demás componentes dei circuito secundario. La elevación de la temperatura en estos componentes hace que aumente la resistencia eléctrica del circuito secundario, lo que redunda en una menor comente de soldadura. Por tanto, se requiere un enfriamiento adecuado para mantener el control de la resistencia y de la comente en el circuito secundario. En la mayor parte de las aplicaciones también es importante enfriar el trabajo para minimizar las deformaciones causadas por el calentamiento local. En general, son satisfactorios los chorros de agua que rocían tanto el trabajo como los electrodos de soldadura. En casos especiales puede soldarse bajo el agua.

Otro método para enfriar el trabajo consiste en una niebla de agua que elimina calor por evaporación. La niebla se produce mezclando las proporciones correctas de agua y aire en una esprea.



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Fiaura 19.7-Máauina de soldadura CIO costura con fiiación viaiera Y dos electrodos en tándem

MÁQUINAS PARA SOLDADURA POR DESTELLO Y DE VUELCQ LA CONSTRUCCIÓN DE las máquinas soldadoras por destello y por vuelco es similar. La diferencia principal está en el movimiento de la platina móvil durante la soldadura, y en los mecanismos empleados para impartir dicho movimiento. En general, se prefiere la soldadura por destello para unir extremo a extremo componentes con la misma sección transversal. La soldadura de vuelco normalmente se usa para soldar alaiiibres, varillas o barras de sección transversal pequeiia y unir en fonna continua la juntura de conductos o tubos. Las máquinas de soldadura por destello suelen tener una capacidad muclio mayor que las de soldadura de vuelco.

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MÁQUINAS DE SOLDADURA POR DESTELLO

Construcción general UNA MAQUINA ESTANDAR de soldadura por destello consiste en un armazón principal, una platina estacionaria, una platina mó- vil, mecanismos y accesorios de stijecióii, un traiisfoniiador, tin

conmutador de derivación, controles eléctricos y un mecanismo de destello y de vuelco. La platina estacionaria casi siempre está fija, aunque en algunos disefios se puede ajustar dentro de ciertos límites para alinear el trabajo y los electrodos. La platina móvil está montada en guias del annazón y conectada al mecanismo de destello y de vuelco. Ambas platinas suelen ser de acero colado o forjado, aunque algunos modelos peqiieiios pueden tener platinas de bronce colado, hierro colado o cobre. Las platinas están conectadas al secundario del transfomiador. Los electrodos que sostienen las piezas y conducen la corriente de soldadura a ellas se montan en las platinas. EI transfomiador y el conmutador de derivación geiieralineiite estári situados dentro del aniiazóii o iiiinediatamente detrás de él, y se conectan mediante cables de cobre cortos, de trabajo pesado, a Ias platinas.

La profundidad del armazón y, en consecuencia, la anchura de las platinas, depende del tainaiio de las piezas que se van a soldar y del diseiio del inecaiiismo de siijecióii. La fuerza de vuelco deberá estar alineada hasta donde sea posible con el centro geoiiiétrico de Ias piezas para minimizar la desviación de la iiiiqiiiiia. A veces se eiiipleaii cilindros o levas de destello y



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vuelco duales con platinas anchas para que la carga sea uniforme o las piezas largas puedan extenderse sobre el mecanismo.

Transformador y controles LOS TRANSFORMADORES PARA soldadura por destello son en esencia iguales a los que se usan con otros tipos de máquinas de soldadura de resistencia monofásicas. Normalmente se usa un conmutador de derivación en el circuito primario para ajustar el voltaje de destello. En ocasiones se emplea un autotransforma- dor para ampliar el intervalo de ajuste del voltaje secundario. La potencia primaria al transformador se conmuta por medio de un contactor electrónico. El control de calor por cambio de fase puede iniciarse con el contactor a fin de suministrar baja potencia para precalentamiento o para el tratamiento calorífico en la máquina después de la soldadura.

Nunca debe usarse control de calor por cambio de fase para controlar el voltaje secundario durante el destello; esto sólo debe hacerse mediante la selección de una derivación de voltaje. Si se usa control de calor durante el destello, habrá periodos en los que no haya voltaje secundario, seguidos por un voltaje instan- táneo que puede ser bastante alto. El resultado puede ser la formación de cráteres profundos y el atrapamiento de óxidos en la zona de soldadura.

Si se emplean contactores de ignitrón, será preciso conectar resistores de carga auxiliar en paralelo con el primario del transformador para que los ignitrones funcionen correctamente.

La programación de la corriente secundaria para el precalentamiento antes del destello y el poscalentamiento en la máquina de la soldadura terminada puede efectuarse con los controles apropiados.

Mecanismos de destello y vuelco DURANTE LA OPERACIÓN de una máquina de soldadura por destello, las piezas se juntan siguiendo un patrón de movimiento predeterminado. Este movimiento debe controlarse cuidadosamente para producir soldaduras de calidad consistente. Después del tiempo de destello apropiado, las piezas se juntan rápidamen- te y se vuelcan. La acción de vuelco debe sincronizarse de manera exacta con el término del destello.

EI tipo de mecanismo que se emplee para el destello y el vuelco dependerá del tamaño de la máquina soldadora y de los requisitos de la aplicación. Algunos mecanismos permiten juntar a tope bajo presión las superficies de empalme y luego precalen- tarlas. Una vez alcanzada la temperatura correcta, las piezas se separan y se inicia la secuencia de destello y vuelco. La platina móvil puede accionarse con una leva impulsada por motor o con un cilindro neumático o hidráulico.

Las máquinas de motor emplean un motor de ca o cc de velocidad variable, el cual a su vez impulsa una leva giratoria o de forma de cuña. La leva está diseñada para producir un pa- trón de destello especifico, y puede contener un bloque insertado para volcar la unión ai término del destello. La velocidad de la leva determina el tiempo de destello. La platina se mueve directamente por la acción de la leva o a través de un sistema de palancas. EI motor puede operar de manera intermitente para cada ciclo de soldadura o en forma continua. Si la operación es

continua, el impulsor se conectará mediante un embrague en la flecha de salida del reductor de velocidad. La velocidad del motor puede controlarse electrónicamente para producir un pa- trón de destello específico. En la figura 19.8 se muestra una máquina de soldadura por destello típica operada por motor.

Se puede usar una leva de destello impulsada por motor en combinación con un mecanismo de vuelco neumático o hidráu- lico, sobre todo en las máquinas más grandes. Una combinación así permite ajustar la velocidad, distancia y fuerza del vuelco independientemente del patrón de destello. La comente se sin- croniza con el movimiento mecánico de la platina por medio de interruptores limitadores o controles de secuencia electrónicos.

Las máquinas de soldadura de resistencia medianas y grandes cuentan con mecanismos hidráulicos para el destello y el vuelco. Estas máquinas pueden aplicar fuerzas de vuelco elevadas a piezas de sección grande; su funcionamiento es preciso y es fácil configurarlas para una amplia gama de requisitos de trabajo. En la figura 19.9 se muestra una máquina de soldadura por destello hidráulica grande con un sistema de servomecanismo para controlar el movimiento de las platinas durante el destello y el vuelco. El servomecanismo puede accionarse con un mecanismo de leva piloto o con una señal eléctrica generada a partir del voltaje secundario o de la corriente primaria. EI modo de opera- ción que se elija dependerá de la aplicación. EI control puede programarse de modo que incluya precalentamiento y poscalentamiento. Generalmente se requiere un acumulador para que la unidad de bombeo pueda suministrar un volumen adecuado de fluido hidráulico durante el vuelco.

Los sistemas de servomecanismo electrohidráulico suelen tener uno de dos diseños. En uno de ellos, la servoválvula dosifica el fluido directamente al cilindro hidráulico para controlar la posición. En el otro, La servoválvula dosifica el fluido a un cilindro de control pequeño que opera una válvula seguidora de un sistema hidráulico separado. EI primer diseño es simple y directo, pero el segundo tiene dos ventajas bien definidas. En primer lugar, al tener dos circuitos hidráulicos distintos las vál- vulas duran más tiempo; en segundo lugar, la velocidad de respuesta es más rápida y el control de la posición de las platinas es más exacto.

Mecanismos y accesorios de sujeción HAY VARIOS DISENOS de mecanismos de sujeción para adecuarse a diferentes tipos de piezas. Estos diseños pueden agruparse a grandes rasgos según la posición en que operan: vertical u horizontal. En casos especiales, los mecanismos pueden montarse en otras posiciones.

Sujeción vertical. El movimiento del electrodo puede realizarse en un plano perpendicular a las guías de las platinas. El electrodo puede describir un arco abierto o una línea recta. Si describe un arco, el brazo de sujeción girará sobre un muñón. Este diseño se conoce comúnmente como de tipo “cocodrilo”. En la figura 19.10 se muestra una máquina con este tipo de mecanismo de sujeción. La fuerza de sujeción puede aplicarse por medio de un cilindro neumático o hidráulico que opere en forma directa o a través de un sistema de palancas o de levas. La sujeción vertical se usa por lo regular para soldar barras y otras piezas de sección compacta.



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Figura 19.8-Máquina de soldadura por destello automática operada por motor

Figura 19.9-Máquina de soldadura por destello automática operada hidráulicamente, con sujeción horizontal



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Figura 19.1 &Máquina de soldadura por destello automática con sujeción vertical tipo cocodrilo

Sujeción horizontal. Con este diseño, el movimiento de los electrodos es paralelo a las guias de las platinas y casi siempre en línea recta, como se aprecia en la figura 19.9. La principal ventaja de este tipo de mecanismo de sujeción es que el secundario del transformador de soldadura se puede conectar a ambas mitades de los electrodos para así lograr una transferencia u n - forme de la comente de soldadura al trabajo. Esta disposición es deseable cuando se sueldan piezas de sección transversal grande. La fuerza de sujeción puede aplicarse con uno de los mecanismos descritos para la sujeción vertical.

Fijaciones. Se pueden usar fijaciones para sostener y alinear ias piezas y también como respaldos de apoyo que impidan el deslizamiento de íos electrodos durante el vuelco. Casi siempre son ajustables para adecuarse a la geometria y la longitud de las piezas. El diseño debe ser robusto para soportar la fuerza de vuelco sin desviarse. Si las piezas pueden apoyarse, la fuerza de sujeción sobre los electrodos puede limitarse a la necesaria para asegurar un buen contacto eléctrico y mantener una alinea- ción satisfactoria de las piezas.

MÁQUINAS PARA SOLDADURA DE VUELCO ENPRINCIPIO, LAS máquinas para soldadura de vuelco son muy similares a las de soldadura por destello, excepto que no se requiere mecanismo de destello. Una máquina de soldadura de vuelco típica, como ia de la figura 19.11, cotisiste en un arma- zón principal que alberga un transformador y un conmutador de derivación, electrodos para sostener las piezas y conducir

la corriente de soldadura, y un mecanismo para volcar la unión. La corriente de soldadura se controla mediante un contactor primario.

El tipo inás simple de máquina para soldadura de vuelco es el de operación manual. En esta máquina, las piezas que se van a soldar se sujetan en la posición correcta en los electrodos y se



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Figura 19.1 1-Máquina soldadora de vuelco automática de operación neumática

ejerce una fuerza sobre la platina móvil mediante un sistema de palancas operado a mano. Se aplica la comente de soldadura y, cuando las piezas en contacto alcanzan la temperatura de soldadura, se comprimen una contra la otra para realizar la soldadura. La corriente se apaga manualmente en el momento apropiado del ciclo de soldadura, y en seguida se retira el trabajo de los electrodos. Se puede usar un interruptor de límite o un dispositivo de cronometría para interrumpir automáticamente la comente de soldadura una vez que la unión se ha volcado a una distancia previamente determinada.

Las máquinas automáticas pueden usar resortes o cilindros neumáticos para aplicar la fuerza de vuelco. Ambos dispositivos pueden suministrar una fuerza uniforme de manera consistente. Las máquinas operadas por resorte o por aire son apropiadas sobre todo para soldar metales no ferrosos con intervalos plásti- cos estrechos.

Hay tres tamaños estándar de máquinas para soldadura de vuelco, con especificación de 2, 5 y 10 kVA. Las fuerzas de vuelco normales son de 12,70 y 120 lb, respectivamente. Tam- bién se fabrican unidades de mayor tamaño.

La soldadura de vuelco se usa mucho para soldar alambres, barras y tubos pequeños en la fabricación de artículos como eslabones de cadena, anaqueles de refrigerador y estufa y anna- zones de asientos de automóviles, y para unir rollos de alambre que se van a someter a procesos posteriores. A menudo se escoge el proceso de soldadura de vuelco para aplicaciones en las que el vuelco no es objetable en el contexto del diseño. Se adapta mejor a uniones entre piezas con secciones transversales relativamente pequeñas en las que la uniformidad de la corriente de soldadura no es muy importante.

CONTROLES PARA SOLDADURA DE RESISTENCIA LAS PRINCIPALES FUNCIONES de los controles para soldadura de resistencia son (1) generar señales que controlen las acciones de la máquina, (2) iniciar e interrumpir la corriente alimentada al transformador de soldadura y (3) controlar la magnitud de la comente. Hay tres grupos generales de controles: controles de cronometría y secuencia, contactores de soldadura y controles auxiliares.

CONTROLES DE CRONOMETRíA Y SECUENCIA

Cronómetros de secuencia de soldadura LOS CRONÓMETROS DE secuencia de soldadura son dispositivos que controlan el orden y la duración de los elementos de un ciclo completo de soldadura de resistencia. También pueden controlar otros movimientos mecánicos de la máquina, como los de mecanismos de impulso o indización. Los cronómetros de secuencia de soldadura se emplean en máquinas de soldadura por puntos, por costura y por proyección.

Los cuatro pasos básicos de cualquier ciclo de soldadura de puntos, de costura o de proyección son los siguientes:

(1) Tiempo de compresión. (2) Tiempo de soldadura. (3) Tiempo de retención. (4) Tiempo inactivo.

El tiempo de compresión es el intervalo entre la aplicación inicial de la fuerza de electrodos al trabajo y la primera aplica- ción de corriente. El tiempo de soldadura es la duración de la corriente de soldadura en el caso de la soldadura de un solo impulso. El tiempo de retención es el periodo durante el cual se mantiene la fuerza de electrodos sobre la soldadura después de que se interrumpe la corriente. El tiempo inactivo es el periodo durante el cual los electrodos se retractan del trabajo en el caso de la soldadura repetitiva. En el tiempo inactivo, el trabajo se desplaza hasta la siguiente posición de soldadura.

Los cronómetros para soldadura de múltiples impulsos proporcionan varios pulsos de corriente separados por un intervalo. Controla la duración de cada pulso (tiempo de calentainiento) y



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también del intervalo entre ellos (tiempo de enfriado). La suma de los tiempos de calentamiento y de enfriado se conoce como intervalo de soldadura.

Los cronómetros y controles combinados actuales emplean casi exclusivamente controles de fase de precisión sincróni- cos para las funciones de soldadura. Los controles no sincrónicos son obsoletos y ya casi nunca se encuentran en los lugares de trabajo.

Los controles monofásicos y trifásicos para soldadura de resistencia son similares, excepto por la secuencia de disparo de los elementos del conmutador electrónico y por los elementos y las técnicas del control electrónico de calor. Las funciones de cronometría y control son casi iguales, pero la terminología puede variar en los dos tipos de equipo.

Controles de precisión sincrónicos ESTE TIPO DE controles se vale de cronómetros de precisión sincrónicos para controlar con exactitud la duración de todos los periodos de aplicación de corriente. El cronómetro cierra el circuito primario del transformador de soldadura exactamente en el mismo punto (ángulo eléctrico) con respecto al voltaje de línea de Ca. Otra característica distintiva de los cronómetros de precisión sincrónicos es que la exactitud es absoluta e igual al valor establecido. Los controles de precisión sincrónicos siempre incluyen una unidad de control de calor electrónica.

El control del momento exacto en que se cierra el circuito primario es vital para obtener resultados precisos. Esto es necesario no sólo para controlar el calor generado, sino también porque la conducción, que no comienza al mismo tiempo en cada una de las mitades del ciclo, puede causar la saturación del transfomiador de soldadura.

Clasificación de los cronómetros de secuencia de soldadura LA RESISTANCE WELDER Manufacturers Association clasifica los cronómetros de secuencia de soldadura de aciierdo con las funciones que controlan.

(1) Los tipos IAS y AIA coiitrolan sólo el tiempo de soldadura.

(2) EI tipo IBS coiitrola los tieiiipos de caleiitaiiiieiito y de enfriado en operaciones de soldadura de niiiltiples iiiipiilsos.

(3) EI tipo A3B abarca los cronóiiietros de seciieiicia que controlan los tiempos de compresión, soldadura, reteiicióii e inactivo. (4) EI tipoA3C essiiiiilaral tipoA3B exceptoquese iiicliiye

un retraso de coiiipresióii o tiempo de coiiiprt-sióii inicial para dar cuenta del tiempo que requiere el electrodo para ponerse en contacto con el trabajo. Este tipo de croiióiiietro se usa para Ia soldadura repetitiva a alta velocidad.

(5) EI tipo ASB, taiiibih siiiiilar al tipo A3B. esti disefiado para aplicacioiies de soldadiira de iiiiiltiples iiiipiilsos. Este tipo coiitrola los tieiiipos parcialt~ de caleiitaiiiieiito, eiifriado y soldadura eii lugar del tiempo de soldadiira total.

(6) EI tipo 7i3 es uti croiióiiietro de seciieiicia que se usa junto con uti crorióiiietro dc soldadura clel tipo 1 AS para controlar los t i eiii pos de coi i1 pres i ói i , so I dad i ira , r t h t c I ic i ii i e i i ia c t i \,o

(7) EI tipo 9B es similar al 7B, excepto que se usa junto con un cronómetro de soldadura del tipo IBS.

En las designaciones anteriores, S indica un cronómetro de precisión sincrónico, y el prefijo A indica un cronómetro de ciclo absoluto.

Mecanismos de cronometría S E HAN INVENTADO varios tipos de cronómetros para controlar la duración de diversas funciones durante el ciclo de soldadura. Gracias a la disponibilidad de microprocesadores de bajo costo y de los circuitos digitales asociados, ya se usan en casi todos, o todos, los controles de soldadura que se fabrican en la actualidad. Muchos de los disetios antiguos empleaban cronómetros RC (resistor-condensador) para determinar los intervalos.

Los contadores digitales, con o sin control de microprocesador, permiten medir y controlar con exactitud los ciclos de soldadura o incluso partes de dichos ciclos (como en los controles de calor). Estos contadores pueden servir para determinar la duración de los intervalos de conducción u otras acciones relacionadas con el proceso de soldadura.

En algunas operaciones, como el poscalentainiento de soldaduras de destello o de vuelco, la exactitud de los tiempos no es crítica. Los cronómetros neuniiiticos u operados por motor pueden ser adecuados para estas aplicaciones. Los intervalos de croiioinetría pueden ir desde unos cuantos segundos hasta varios i n in ut os.

CONTACTORES SE USA UN coiitactor para cerrar y abrir la línea de potencia primaria del transfonnador de soldadura. En realidad, el término coutncfor es un nombre inapropiado, recuerdo de los contactores mecánicos (magnéticos) que originalmente se usaban para controlar la conducción de los transfonnadores de soldadura en los controles no sincrónicos. Los controles de soldadura modernos por lo regular emplean unidades de conmutación de SCR (rectificador controlado por silicio), constituidas por un par de dispositivos eii paralelo inverso que a c t h i como elemento de conmutación o coiifocfor. En esta disposición, un SCR conduce diiraiite Ia porción positiva del ciclo de conducción, y el otro durante la porción negativa. En los equipos moiiofásicos, sólo se requiere un coiijiiiito de SCR en una de las lineas del primario, como se muestra eii la figura 19.12. En una máquina convert- dora de frecuencia trifásica se requiere un conjunto en cada brazo del traiisfomiador, o sea, un total de tres conjuntos, como se aprecia eii Ia figura 19.13.

Los conipoiieiites de los contactores de SCR por lo regular se aniiaii en un paquete parecido a un disco de hockey de cerámica, con conexiones para el áiiodo y el cátodo en las caras del disco y teniiiiiales de coiiipiierta en el costado del aislante del disco. Se eiiipleaii bloques de cobre enfriados por agua en una o ambas caras de los discos, provistos de un penio tensional aislado y resortes o araiidelas de compresión. Hay interruptores de SCR para esta coiistriiccióri coi1 especificaciones de corriente cons- tniite de iiiiles de aiiiperes y especificaciones de corriente mucho iiiayores para ciclos de trabajo menores. También los hay con especificacioiies de voltaje de bloqueo de 2500 V o más.



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TRANSFORMADOR DE SOLDADURA

1- I

T-l (AMORTIGUADOR FUENTE DE POTENCIA I I l C I R C

I , I (DIS: MONOFACICA 230 O 460 V

I L

Figura 19.12-Máquina soldadora monofásica con un par de contactores SCR

El disparo de los SCR se efectúa aplicando un pulso de comente a la unión compuerta-cátodo del SCR, que tiene pola- rización directa cuando se desea que haya conducción. En los equipos monofásicos es aceptable disparar ambos SCR simultá- neamente, pues sólo conducirá el dispositivo que tenga polari- zación directa. Por lo regular, los pulsos de disparo llegan al SCR a través de transformadores de pulsos que aislan el voltaje de los circuitos de compuerta. La magnitud de los pulsos suele ser de 1 a 3 amperes, con tiempos de subida de 1 a 2 microsegundos y duración total de 100 microsegundos o menos. Gracias a la baja caída de voltaje en directo de los SCR (unos cuantos volts) es posible controlar la conducción del transformador de soldadura prácticamente dentro de todo el intervalo de O a 100%.

Los SCR son propensos a disparos espurios por picos en el voltaje de línea. También son afectados por la tasa de subida de los picos, no sólo por su magnitud. Por esa razón es que casi siempre se conecta una unidad de resistor y condensador (RC), denominada “amortiguador”, en paralelo con los SCR. Si están

FUENTE DE POTENCIA TRIFASICA

I

Figura 19.1 3-Máquina soldadora trifasica con contactores SCR

bien amortiguados, los SCR constituyen conmutadores confiables y duraderos.

Algunos diseños de control más antiguos emplean pares de tubos ignitrón disparados ya sea por SCR pequeños o por tubos tiratrón. Aunque son dispositivos muy resistentes, los ignitrones tienen restricciones en cuanto a la orientación del montaje debido a sus depósitos de mercurio internos. Además, por su contenido de mercurio, los ignitrones representan un peligro potencial para el personal. Los ignitrones tienen niveles de corriente de retención y voltajes en directo relativamente altos. Con el tiempo, aumentan tanto los niveles mínimos de comente de retención como las caídas de voltaje en directo de los ignitrones. Aun estando nuevos, los ignitrones no pueden manejar el intervalo completo de conducción. Por lo regular, su caída de voltaje en directo limita el intervalo de conducción disponible a 20-100% (a niveles de 440 o 475 V).

CONTROLES AUXILIARES Control de calor LA SALIDA DE comente o producción de calor de una máquina soldadora puede ajustarse en forma aproximada mediante derivaciones ajustables del transformador de soldadura. El conmutador de derivación modifica la razón entre las vueltas del transformador para ajustar burdamente la comente de soldadura. Los ajustes finos se realizan con un control de calor electrónico.

En los circuitos de control de calor electrónico, el tiempo de disparo de los SCR, relativo al inicio de cada medio ciclo, puede retrasarse para producir el nivel de calor deseado. Con referencia a la figura 19.14, si los pulsos de disparo del SCR se producen con un desfasamiento de 180 grados respecto a la fuente de ca, el SCR no conducirá y no se producirá calor. Al disminuirse el ángulo de desfasamiento o retraso de los pulsos de disparo, los SCR comenzarán a disparar cuando ya esté avanzado el medio ciclo, y el valor rms (o eficaz) del voltaje primario del transformador de soldadura será bajo. Si se reduce todavía más el ángulo de retraso, los SCR dispararán antes y conducirán corriente durante una porción mayor del medio ciclo. La corriente rms aumentará. Cuando el ángulo de retraso sea igual al factor de potencia de la carga, se conducirá el 100% de la corriente rms primaria al transformador de soldadura. La figura 19.14 ilustra este concepto para máquinas soldadoras con cuatro diferentes factores de potencia. Cuanto mayor sea el factor de potencia (menor ángulo), más amplio será el intervalo de control de calor.

La reducción en el calor o la energia varia con el cuadrado de la corriente; por tanto, si la corriente rms puede variarse de 100 a 2070, el calor variará de 100 a 4%. Los SCR permiten controlar el calor en todo el intervalo desde cero hasta loo%, cosa que no puede hacerse con los ignitrones.

El control de calor automático normalmente es la base de todos los controles auxiliares que modifican el amperaje de soldadura durante una secuencia de soldadura. Estos controles incluyen los reguladores de corriente y voltaje asi como controles de pendiente positiva, pendiente negativa y templado.

A fin de minimizar las variaciones en la corriente de soldadura, el control de calor deberá operarse lo más cerca del calor máximo que sea posible. A niveles bajos, un pequeño cambio en el control puede alterar considerablemente la corriente rms. Las



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100

90

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70

60

50

40

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0.20

- FACTOR 60°+ DE

DE LA - POTENCIA 0.50

- CARGA 4504. \

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71 I I

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O 20 40 I

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I I \ H

80 100 120 140 160 180

ÁNGULO DE RETRASO EN GRADOS

Figura 19.14-Relación entre el porcentaje de corriente eficaz (RMS) y el ángulo de retraso de disparo, para diferentes factores de Dotencia

fluctuaciones en el voltaje de línea, como cuando opera otra máquina soldadora, pueden distorsionar la forma de onda del voltaje lo suficiente como para producir cambios de esa magnitud. Los cambios mayores en la salida del transformador de soldadura deberán realizarse ajustando el conmutador de deri- vación.

La demanda de potencia siempre es mayor cuando se usa el control de calor para ajustar la magnitud de la corriente de soldadura. En general, la demanda de kVA con el control de calor tiene una relación lineal con la corriente. Por ejemplo, si la corriente de soldadura se ajusta mediante el control de calor al 80% de su valor máximo, la demanda de kVA será aproxiinada- mente el 80% de su valor máximo. En cambio, si la corriente de soldadura se reduce al 80% de su valor máximo ajustando el conmutador de derivación del transformador, la demanda de kVA será sólo de cerca del 64% del máxiino.

Controles de pendiente positiva y negativa EL CONTROLDE pendiente positiva sirve para iniciar la corriente de soldadura en algún valor bajo y controlar la rapidez con que sube hasta algún valor máximo durante i111 periodo de varios

ciclos. A menudo se usa para minimizar o evitar la expulsión de metal fundido de entre las superficies de empalme cuando se sueldan aceros recubiertos y algunos metales no ferrosos, sobre todo aluminio.

EI control de pendiente negativa sirve para reducir la corriente de soldadura desde el máximo hasta un valor inferior llamado corriente de poscale~itnniiento. La disminución gradual de la corriente reduce la velocidad de enfriamiento de la soldadura, lo que resulta útil al soldar aceros endurecibles porque con ello se minimiza su tendencia a agrietarse.

Las pendientes positiva y negativa de la corriente de soldadura se ilustran en la figura 19.15, donde también se da la nomenclatura aceptada para las diversas partes de iin ciclo de soldadura.

Control de enfriamiento y de templado EL CONTROL DE enfriainiento y templado es un dispositivo que aplica un ciclo de templado a la soldadura después de un periodo de enfriamiento durante el cual no se aplica comente. En los dos casos, la duración del periodo es ajustable. La magnitud de la



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- -

CORRIENTE DE SOLDADURA

1

t

TIEMPO DE - PENDIENTE - POSITIVA

I TIEMPO DE SOLDADURA^

Figura 19.1 5-Corriente de soldadura con características de pendiente positiva y negativa

Es frecuente usar control de calor al soldar por puntos aceros endureciblesconespesores de0.4a3.2mm(0.016 a0.125 pulg). Una vez realizada la soldadura, ésta se enfría rápidamente y se forma martensita. A continuación se aplican pulsos de corriente para volver a calentar la zona de soldadura y templar la martensita. Aunque este ciclo no puede duplicar el tratamiento de calor en un homo, normalmente basta para evitar que la soldadura se agriete.

Control de retraso de forjado ESTE CONTROL IMCIA una fuerza de forjado un cierto tiempo después del inicio del intervalo de soldadura. Sirve para aplicar dos niveles de fuerza a una soldadura, a saber, una fuerza de soldadura y una fuerza de forjado. Obviamente, la máquina soldadora debe estar diseliada para aplicar una fuerza dual.

La fuerza dual se emplea al soldar por puntos ciertas aleaciones de aluminio. El principio consiste en producir la soldadura y luego aplicar una fuerza elevada durante el enfriamiento para evitar la formación de grietas. Muchas veces se mantiene una corriente de soldadura con pendiente negativa para retardar el enfriamiento durante la aplicación de la fuerza de forjado.

Regulador de corriente electrónico Los REGULADORES DE corriente electrónicos están disefiados para mantener una corriente de soldadura constante en condiciones cambiantes. Este dispositivo hará correcciones para coin- pensar las fluctuaciones en el voltaje de línea o las variaciones en la impedancia cusadas por ia inserción de materiales magné-

ticos en la garganta de la máquina soldadora. Primero compara la corriente primaria, que se mide con un transfomiador de corriente u otro dispositivo (señal de retroalimentación), con un nivel satisfactorio previamente ajustado (señal de mando); luego varía la red de control de calor de cambio de fase para hacer que esas señales sean iguales pero opuestas.

Regulador de voltaje electrónico SI LOS CONTROLES de calor no operan demasiado cerca de sus valores de calor máximos, muchos son capaces de ajustar diná- inicamente el ángulo de disparo de los SCR para mantener el nivel de calor deseado cuando hay variaciones en el voltaje de linea ca (depresiones y picos). Puesto que el calor también varía con el cuadrado del voltaje (suponiendo que la impedancia se mantiene constante), un caída del 10% en el voltaje de línea producirá una reducción del 19% en el calor. Así plies, si se espera una depresión del 10% en la línea, el conmutador de deri- vación del transformador de soldadura deberá ajustarse de modo que la soldadura deseada se obtenga con un valor del control de calor del 8 1 % o menos. EI tiempo de reacción para los controles de calor que emplean este tipo de función de compensación puede ser de menos de un ciclo.

Control de distribución de la carga LOS CONTROLES DE distribución de la carga se usan en máquinas para soldadura de resistencia que tienen dos o más transformadores. Este control distribuye la demanda de potencia eléctrica energizando uno tras otro los transformadores de soldadura en



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una o más fases. Normalmente se cuenta con una reconexión para energizar los transformadores simultáneamente en dos o más fases.

Este control generalmente contiene varios cronómetros de función única para controlar las funciones mecánicas, como los cronómetros de compresión y de retención, que actúan durante dos o más periodos de soldadura. Además, tiene un contactor para cada transformador. Los cronómetros de soldadura son funcionales pero de operación segura; es decir, la terminación del tiempo de soldadura no depende de la conducción de un solo dispositivo electrónico. En ocasiones se añaden accesorios como controles de calor y controles de pendiente positiva a este tipo de controles.

Una versión de más bajo costo de este control emplea sólo un ignitrón o contactor de SCR y una serie de contactores magné- ticos. El ignitrón o contactor de SCR enciende y apaga la comente primaria. Los contactores magnéticos conectan los transformadores de soldadura uno tras otro al circuito de contactor durante un periodo de no conducción.

CONTROLES DE VIGILANCIA Y ADAPTATIVOS HAY VARIOS FACTORES que afectan la consistencia de las soldaduras de puntos durante una serie de producción. Entre ellos están las variaciones del voltaje de línea, el deterioro de los electrodos, los cambios en la resistencia superficial, los trayectos de derivación y las variaciones en el sistema de fuerzas. Existen vanos sistemas para vigilar variables o acciones de soldadura especificas durante el ciclo de soldadura. Si el sistema detecta una falla puede emprender una o más de las siguientes acciones:

(1) Encender una alarma o luz de aviso. (2) Documentar la información. (3) Rechazar o identificar la pieza defectuosa. (4) Interrumpir el proceso hasta que se corrija el problema. (5) Alterar el tiempo o la comente para la siguiente soldadura. (6) Modificar una variable durante el ciclo de soldadura para

asegurar que las soldaduras queden bien.

Entre las variables que afectan la estabilidad del proceso y la consistencia de las soldaduras están el tiempo de soldadura, la corriente, la impedancia, la energía de soldadura y la fuerza de electrodos. Los cambios físicos que tienen lugar en la zona de soldadura son los cambios de temperatura, la expansión y con- tracción, los cambios en la resistencia eléctrica y, en algunos casos, la expulsión de metal.

Los dispositivos de vigilancia pueden calcular la energia de soldadura o bien la impedancia midiendo el voltaje de soldadura, la corriente, la resistencia o el tiempo. Si el valor calculado se sale de los límites aceptables, la unidad puede notificar al operador o ajustar automaticamente una o más de las variables antes de que se haga la siguiente soldadura.

Se han desarrollado varios sistemas de retroalimentación adaptativa cuyo objetivo es la producción consistente de soldaduras aceptables. Estos sistemas, usados individualmente o en combinación, tienen ciertas limitaciones. Por ejemplo, pueden requerir calibraciones frecuentes, trabajar sólo con soldadoras de un solo punto, o aumentar de manera significativa las labores de mantenimiento de la máquina. Aunque es posible obtener los sistemas que se describen a continuación, no se utilizan ampliamente en la industria.

En las industrias aeroespaciales, las marcas dejadas por los electrodos son un factor limitante de la aceptabilidad de las soldaduras. Se ha informado que existe una relación entre las marcas de electrodo y la resistencia mecánica de las soldaduras; por tanto, si se controla la fuerza de electrodo pueden obtenerse soldaduras de resistencia mecánica consistente y con marcas de profundidad aceptable. Se ha desarrollado un control basado en este principio.

También se ha establecido una relación entre la expansión de la pepita y la resistencia mecánica de la soldadura. Se han desarrollado instrumentos para controlar la expansión de la pepita. Esto lo hacen aumentando o reduciendo la corriente de soldadura en tiempo real y haciendo referencia a una curva de expansión de línea base pepita/tiempo. El objetivo, desde luego, es obtener soldaduras que sean aceptables y consistentes. Los controles de retroalimentación de este tipo pueden compensar cualquier efecto de derivación, incluso en aleaciones de aluminio.

En la industria automotriz se emplean mucho las pistolas soldadoras portátiles. Con una pistola de diseño especial, es posible tener un control de retroalimentación adaptativo utilizando el método de marca de electrodo; en cambio, el control de retroalimentación de expansión de la pepita es dificil de lograr con una pistola portátil.

Por esta razón es que se usan el método de resistencia y el método de análisis de emisión acústica para mejorar el desem- peño de las pistolas portátiles. En el método de resistencia se establece una curva de resistencia/tiempo para una buena soldadura. Si la curva de resistencia/tiempo de una soldadura posterior se aparta de esta curva de línea base, indicando que la expulsión de metal es inminente, se interrumpe la comente de soldadura.

El método acústico detecta acciones metalúrgicas como la fusión, expulsión, solidificación, cambio de fase y agrietamiento por las ondas acústicas que emiten, cada una de las cuales tiene forma de onda y amplitud distintivas. Al detectarse tales ondas acústicas en el umbral de la expulsión, se puede intemimpir la corriente para obtener una soldadura resistente.

Como alternativa al emprendimiento de una acción inmediata (interrumpir la corriente) o una vigilancia pasiva (notificar al operador), algunos controles pueden analizar los datos de muchas soldaduras y detectar tendencias. El análisis de tendencias permite al control compensar una reducción en la resistencia mecánica de las soldaduras y desviaciones lentas de los resultados de soldadura deseados ajustando las condiciones del proceso de modo que se produzcan siempre soldaduras de alta calidad.



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CARACTERkTICAS ELÉCTRICAS

EQUIPO MONOFÁSICO TÍPICAMENTE, EL SISTEMA eléctrico de una máquina monofasica para soldadura de resistencia consiste en (I) un transformador, (2) un conmutador de derivación y (3) un circuito secundario que incluye los electrodos.

El transformador de soldadura, en principio, se asemeja a cualquier otro transformador con núcleo de hierro. La diferencia primordial es que su circuito secundario tiene sólo una o dos vueltas. Las máquinas estacionarias suelen tener secundarios de una sola vuelta; los transformadores de pistolas soldadoras por- tátiles pueden tener dos vueltas que se conectan en serie o en paralelo, dependiendo de los requerimientos de salida.

Especificaciones de los transformadores LOS TRANSFORMADORES PARA soldadura de resistencia normalmente se califican con base en las limitaciones de elevación de temperatura de los componentes. La especificación estándar en kVA se basa en la capacidad de un transformador para producir esa potencia con un ciclo de trabajo dei 50% sin exceder las limitaciones de diseño. Esto significa que un transformador puede producir su potencia especificada durante un total de 30 segundos durante cada minuto de operación sin exceder las limitaciones de temperatura, si se le está enfriando como es debido.

Ei ciclo de trabajo es el porcentaje del tiempo que el transformador está ENCENDIDO durante un periodo de integración de un minuto. En el caso de una potencia de 60 Hz, puede expresarse con la fórmula:

porcentaje de ciclo de trabajo =

x 100 soldaduras/min x tiempo de soldadura en ciclos (60 ciclos/s) (60 s/min)

Por ejemplo, si una máquina produce 30 soldaduras cada minuto con un tiempo de soldadura de 12 ciclos (60 Hz), su ciclo de trabajo operativo es:

x 100 = 10 por ciento 30 x 12 3600

Si un transformador de soldadura opera con un ciclo de trabajo menor que 50%, puede funcionar a un nivel de potencia mayor que su especificación térmica.

La entrada de kVA máxima permisible para un transformador de soldadura de resistencia estándar que opera con un ciclo de trabajo dado puede determinarse con la siguiente ecuación:

kVAj = 7.07 kVA,/(DC)”* (19.1)

donde kVA, = potencia de entrada máxima kVA, = especificación estándar de potencia con ciclo de

DC = ciclo de trabajo operativo (%) trabajo del 50%

Por ejemplo, un transformador de soldadura con especifica- ción de 100 kVA puede operarse a 141 kVA sin sobrecalentamiento si el ciclo de trabajo es del 25%.

Conmutadores de derivación LOS CONMUTADORES DE derivación son dispositivos para conectar a las líneas de alimentación diversas derivaciones del primario del transformador. Suelen ser del tipo giratorio y estar dise- ñadas para montarse a nivel en una abertura dei armazón de la máquina o, en algunos casos, directamente sobre el transformador. Los conmutadores se diseñan para coincidir con las disposiciones de las derivaciones del transformador. Los diseños giratorios rectos por lo regular se usan con transformadores de 4 ,6 u 8 derivaciones. Las derivaciones se colocan en diversas vueltas del devanado primario, a fin de proporcionar diversos voltajes secundarios, y se conectan al conmutador de deri- vación. Esto permite modificar la razón de vueltas del transformador y así producir diferentes voltajes secundarios (véase la figura 19.16). Además, puede haber un interruptor en serie-paralelo que conecte dos secciones del primario en serie o en paralelo. Con esto puede obtenerse una gama más amplia de voltajes secundarios.

Casi todos los mangos de los conmutadores tienen botones de fijación para que los contactos queden centrados en cada po- sición operativa. Además, algunos conmutadores tienen una posición de APAGADO que actúa como desconexión. El conmutador de derivación no debe operarse mientras el transformador está energizado; si se hace, ia formación de arcos entre las puntas dañará las superficies de contacto del conmutador.

Circuito secundario de ca LA GEOMETRÍADEL circuito secundario (lazo), el tamaño de los componentes conductores y la presencia de material magnético en el lazo afectan las características eléctricas de ia máquina soldadora. La corriente de soldadura disponible y la demanda de kVA acusarán la influencia de ia impedancia del circuito secundario.

La impedancia eléctrica de una máquina soldadora de ca debe minimizarse para permitir el suministro de la corriente de soldadura requerida con una demanda de kVA mínima. La impedancia eléctrica será menor cuando:

(1) Se reduzca el área de garganta de la máquina soldadora. (2) Se reduzca la resistencia eléctrica del circuito secundario. (3) Se aumenten los tairiatios de los conductores del secun-

(4) Se reduzca la cantidad de material magnético en la gar- dario.

ganta de la máquina o cerca de ella.

Corrección del factor de potencia Condensadores en serie. Las máquinas soldadoras bien disetiadas minimizan efectivamente ia impedancia dei circuito secundario. No obstante, el tamano del trabajo por soldar y los



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4

1

ALTO O

1

TRANSFORMADOR

VOLTAJE SECUNDARIO c

BAJO TRANSFORMADOR

DERIVACIÓN RECTA DERIVACIÓN DE INTERVALO

Figura i 9.1 ô-Conmutadores de derivación rotatorios empleados para producir una gama de voltajes secundarios

accesorios de fijación asociados pueden requerir una profundidad de garganta o altura de garganta grande. Este requisito puede añadir una inductancia considerable al circuito secundario. La mayor inductancia causará una caída de voltaje reactivo que, a su vez, reducirá el factor de potencia. Para compensar esto, se requiere un voltaje secundario más alto, por lo que aumentará la demanda de kVA necesaria.

Las compañías de electricidad no desean factores de potencia bajos ni demandas eléctricas intermitentes, pues deben mantener un suministro de potencia estable a otros clientes. Un método para reducir la demanda de kVA de la línea y mejorar el factor de potencia es conectar condensadores en serie en el circuito primario. Se puede conectar una cantidad específica de capacitancia en serie con el transformador de una máquina soldadora para neutralizar la inductancia de la máquina y mejorar el factor de potencia. Esto, a su vez, reducirá la demanda de la línea de potencia.

Este método para corregir el factor de potencia aumentará el voltaje aplicado al transformador de la máquina soldadora, por lo que se requerirá aislamiento de alto voltaje. No se usa un conmutador de derivación en el transformador porque cambia la condición resonante en sene. La corriente de soldadura se ajusta con un control de calor de cambio de fase o un autotrans- formador con derivaciones.

La resistencia del circuito secundario limita la comente en cualquier sistema con factor de potencia alto. Puesto que el metal soldado tiene resistencia, la corriente de soldadura puede variar apreciablemente si hay cambios leves en el espesor o la limpieza del metal. Esto puede afectar la consistencia y calidad de las soldaduras, sobre todo en aleaciones de alta resistencia.

Los voltajes que aparecen en el transformador de la máquina soldadora y en los condensadores en serie son más altos que el

voltaje de alimentación eléctrica; por tanto, suelen requerirse tableros de control eléctricos especiales de alto voltaje. Por lo regular se incluye un dispositivo protector de sobrevoltaje, un resistor de descarga y un contacto a tierra para que la operación y el mantenimiento puedan realizarse con seguridad.

Los sistemas de soldadura trifisicos han reemplazado a buena parte de las instalaciones monofásicas con condensadores en serie. Una máquina soldadora con factor de potencia alto generalmente causa menos problemas que una instalación de condensador en serie.

Condensadores en paralelo. Los condensadores en paralelo casi nunca se usan con el equipo de soldadura de resistencia; la elevada irrupción inicial de corriente puede de hecho aumentar la demanda sobre la línea. Sin embargo, estos condensadores pueden ser preferibles a los condensadores en serie si el tiempo de soldadura es comparativamente largo, como en la soldadura de costura ininterrumpida.

Circuito secundario de cc UN METODO PARA reducir las pérdidas de impedancia en el circuito secundario consiste en rectificar la potencia secundaria convirtiéndola en cc. Las máquinas monofásicas de cc para soldadura de resistencia tienen un secundario con derivación en el centro y un rectificador de diodo de silicio de onda completa. Con este sistema, la especificación de kVA de una máquina no tendrá que aumentarse tanto si se incrementa el área de garganta. Para un tamafio y aplicación dados, la demanda de kVA de una máquina de cc será apreciablemente menor que la de una má- quina de Ca. Esto se debe al elevado factor de potencia que es de



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SOLDADURA i

cerca del 90% para las máquinas de cc, y de 25 a 30% para las máquinas de Ca.

La potencia cc secundaria es útil sobre todo en las aplicaciones de pistola soldadora portátil. La pérdida de impedancia en el cable que conecta la pistola al transformador es mucho más baja con cc que con Ca. Esto, a su vez, reduce la demanda de kVA y el tamaño del transformador de soldadura requerido. También resulta ventajoso para las operaciones de soldadura de puntos y de costura, en las cuales la cantidad de material magnético en la garganta de la máquina aumenta o disminuye conforme se va soldando.

I

TIEMPO DECOM- -I PRESION

TIEMPO TOTAL DE SOLDADURA

EQUIPO TRIFÁSICO DE ENERGíA DIRECTA

\ \ TIEMPO

~t DE -+

Modelos con convertidor de frecuencia EXISTEN DOS TIPOS de sistemas con convertidor de frecuencia: (1) el sistenia clásico de media onda ilustrado en la figura 19.13 y (2) el tipo de onda completa que usa una entrada trifásica a un rectificador para alimentar un convertidor de baja frecuencia. Ambos sistemas funcionan de manera similar, pero el de onda completa emplea un transformador monofásico de núcleo grati- de, en tanto que el tipo de media onda usa un transfonnador trifá- sic0 de núcleo grande.

Este tipo de máquina cuenta con un transfomiador de diseno especial con tres devanados primarios, cada uno de los cuales está conectado a una de las tres fases de entrada. Hay un devanado secundario intercalado entre los devanados del primario y conectado a los conductores secundarios.

Con referencia a la figura 19.13, estos devanados primarios del transformador están conectados a las liiieas de potencia a través de tres contactores electrónicos. Se puede usar tubos ignitrón o SCR coino contactores. Un control de soldadura hace que los contactores A, B y C coiiduzcan en secuencia. Con la

secuencia y tiempo de conducción correctos, la corriente pasa por los tres devanados primarios en la misma dirección, produciendo una comente unidireccional en el circuito secundario. Ai término del tiempo preestablecido, los contactores A, B y C se apagan. A continuación, se hace que conduzcan los contactores A’, B’ y C’ con la secuencia y tiempo de conducción correctos, y la comente pasará en la dirección opuesta a través de los devanados primarios y del circuito secundario. Esta acción efectivamente aplica un voltaje de “cc” inversor a los devanados primarios.

La duración máxima de la corriente primaria unidireccional dependerá primordialmente del tamaño del transformador y de sus características de saturación. Es práctica común tener dos longitudes de pulso de cc máximas. Una es corta, de unos 5 ciclos (60 Hz), para aplicaciones de alta corriente; la otra suele ser de 10 ciclos con la corriente de soldadura limitada al 50% del máximo. Transformadores masivos de diseño especial pueden permitir el empleo de corriente alta durante el periodo más largo.

La figura 19.17 es un diagrama corriente-fuerza típico para este tipo de máquina. Puede haber programación para otras funciones, como corriente de precalentamiento, fuerza de pre- compresión y corriente de templado. Se pueden hacer soldaduras de uno o varios impulsos.

Modelos con rectificador de cc UNA MAQUINA SOLDADORA trifásica de cc tipo rectificador se parece al modelo monofásico en que cada transformador de soldadura alimenta potencia a un banco de rectificadores. La salida de los rectificadores se alimenta al circuito de soldadura. Algunas maquirias emplean rectificación de media olida, como se iniiestra en la figiira i 9.18 (A). En este caso, el seciindario del transfomiador esta conectado en “Y”. Otras máquinas, sobre todo las versiones más antiguas, tiene rectificación de onda

0

// f I

CORRIENTE DE I I

/ SOLDADURA

FUERZA INICIAL

CORRIENTE DE

DE POSCA- LENTAMIENTO

I I l l l \ \ \

Figura 19.1 7-Diagrama típico de corriente-fuerza para modelos de maquinas trifasicas para soldadura de puntos con convertidor de frecuencia o con rectificador de cc



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conductores y los diodos es eléctricamente simétrica. La impedancia de cada circuito de diodo debe ser similar, de modo que los diodos compartan la carga (comente) equitativamente. Los diodos mismos deben tener características eléctricas similares. Los diodos pueden tener larga vida si se aplican y usan correctamente. La comente de soldadura puede proporcionarse en forma constante en tanto no se exceda la especificación térmica de la máquina.

Una variación de este esquema utiliza un rectificador en el primario para convertir a potencia de ca a cc, y una fuente de potencia con modulación de ancho de pulso que genera una entrada de alta frecuencia para el transformador de soldadura. Luego, la salida del transformador se rectifica a una cc lisa de bajo rizo para soldar. La ventaja de este tipo de circuito es la reducción en el tamaño y el peso del transformador de soldadura. Esto resulta benéfico sobre todo cuando se emplean transpistolas para soldar con robots.

El diagrama de corriente-fuerza para este tipo de máquinas es similar al de la figura 19.17. Además, puede incluir progra- mación para otras funciones como precalentamiento, pendiente positiva, pendiente negativa y templado. Pueden efectuarse soldaduras de uno o varios impulsos.

' RECTIFICADORES T~~~~~~~ DFALTA CORRIENTE

PRIMARIO SECUNDARIO

(A) RECTIFICADOR DE MEDIA ONDA

'RABAJO

TRANSFORMADOR DE RECTIFICADORES

DE ALTA CORRIENTE

TRABAJO

PRIMARIO SECUNDARIO

(B) RECTIFICADOR ONDA COMPLETA

Figura 19.1 &Disposiciones eléctricas para máquinas coldadoras trifácicac con rectificador de cc

completa con el secundario del transformador conectado en triángulo, como se muestra en la figura 19.18 (B).

La corriente de soldadura se regula mediante control de calor electrónico, a veces en conjunto con un conmutador de deriva- ción del transformador. EI diseño del circuito primario y del control varía dependiendo del fabricante del equipo. La salida de corriente secundaria de una máquina trifásica es mucho más lisa que la de una monofásica. Además, la demanda de potencia está equilibrada en la línea de entrada.

El rectificador trifásico consiste en diodos de silicio montados en conductores enfriados por agua. La disposición de los

EQUIPO DE ENERGíA ALMACENADA LOS EQUIPOS DEL tipo de energía almacenada por lo regular se encuentran en unidades pequeñas apropiadas para montar en bancos. Reciben potencia de una línea monofásica, y existen muchos diseños de cabezas de soldar o tenazas portátiles que se conectan a sus unidades de potencia con cables. Se emplean para una amplia gama de aplicaciones, incluido el ensamblado de componentes eléctricos pequeños de aleaciones no ferrosas y la soldadura por puntos de papeles metálicos.

La fuerza de electrodos puede ir desde unos pocos gramos hasta varios kilogramos. En los sistemas de fuerza manual se emplean resortes calibrados para aplicar la fuerza de electrodos, y se usa energía almacenada para producir el pulso de comente de soldadura. La amplitud, duración y forma de onda de la corriente de soldadura dependen de las características eléctricas de la fuente de potencia, incluidas la capacitancia, la reactancia, la resistencia y el voltaje del condensador. Los tiempos de soldadura suelen ser bastante más cortos que medio ciclo de 60 Hz .

En la figura 19.19 se muestra una máquina soldadora de banco típica operada con el pie del tipo de energía almacenada, con una fuerza de electrodos máxima de 8 o 20 lb, dependiendo del tamaño del resorte. La fuerza de electrodos se aplica accio- nando un pedal montado debajo de la cabeza de soldar. Las fuentes de potencia empleadas suelen tener especificación de 40 watts-segundo, con capacitancia de 600 microfarads, y puede ajustarse para corrientes de soldadura como lo indican las curvas de la figura 19.20. También hay máquinas de mayor tamaño.



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I

O 1 2 3 4 5 6 TIEMPO, ms

Figura 19.20-Formas de onda tiempo-corriente típicas de una m6quina soldadora de puntos de 40

watts-segundo del tipo de energía almacenada Figura 19.19-Máquina soldadora de puntos montada en banco. del tiDo de energía almacenada

ELECTRODOS Y PORTAELECTRODOS LAS HERRAMIENTAS PERECEDERAS empleadas en la soldadura de resistencia son los electrodos, que pueden tener forma de ruedas, rodillos, barras, placas, abrazaderas, rnandnles o modificaciones de éstas. En casi todas las aplicaciones de soldadura de puntos se emplean portaelectrodos o adaptadores para inontar los electrodos en la máquina.

Un electrodo de soldadura puede efectuar una o más de las siguientes funciones:

(1) Conducir la corriente de soldadura a las piezas. (2) Transmitir una fuerza a la unión. (3) Fijar o colocar las piezas con la alineación correcta (4) Eliininar calor de la soldadura o la parte adyacente.

El electrodo deberá tener la masa suficiente para transmitir la fuerza y corriente de soldadura requeridas, y proporcionar un enfriamiento adecuado si es necesario. Las aplicaciones de alto volumen de producción a veces trabajan con secciones gruesas que requieren electrodos de diseiío especial. Si es necesario hacer concesiones en el diseño, puede afectarse la vida de los electrodos, la calidad de las soldaduras, la tasa de producción o las tres cosas. Por tanto, la selección del material del electrodo es muy importante para obtener un buen rendimiento.

MATERIALES PARA ELECTRODOS Ea RWMA' clasifica los materiales para electrodos de soldadura de resistencia dividiéndolos en tres grupos: A, aleaciones a base de cobre; B, composiciones de inetales refractarios, y C, materiales de especialidad. Además de estos materiales, hay varias aleaciones patetitadas disponibles de los diversos fabricantes de electrodos. En la tabla 19.1 se dan las propiedades mínimas de aleaciones a base de cobre para satisfacer los diferentes requisitos de clasificación de la RWMA. No se indican las composiciones específicas de las aleaciones, las cuales varían segun el fabricante.

GRUPO A: Aleaciones a base de cobre LAS ALEACIONES A base de cobre se dividen en cinco clases. Las aleaciones de clase 1 son materiales de propósito general para aplicaciones de soldadura de resistencia. heden usarse

1. Los materiales estatidar para electrodos se describen eii ANSI/RWMA Bu- lletin No. 16, Resistance Welding Equipment Staiidards, Resistaiice Welder Manufacturers Association, Filadelfia, Pensilvaiiia.



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para electrodos de soldadura de puntos y de costura cuando las conductividades eléctrica y térmica son más importantes que las propiedades mecánicas. Otras de sus aplicaciones son en flechas y accesorios de máquinas para soldadura de costura. Esta clase de aleaciones se recomienda para electrodos destinados a la soldadura de puntos y de costura de aluminio, bronce, latón, magnesio y aceros con recubrimiento metálico, pues las aleacie nes clase 1 tienen conductividades eléctrica y térmica elevadas.

Las aleaciones clase 1 no se pueden tratar con calor. Su resistencia mecánica y dureza se incrementan mediante trabajado en frío. Por tanto, no son mejores que el cobre no aleado para colados, y pocas veces se usan o fabrican en esta forma.

Las aleaciones clase 2 tienen mejores propiedades mecánicas pero conductividades eléctrica y térmica un poco más bajas que las de clase 1. Las aleaciones clase 2 presentan una buena resistencia a la deformación bajo presiones moderadamente altas y son las mejores aleaciones de propósito general. Esta clase de aleaciones es adecuada para soldadura de puntos y de costura de aceros de baja y moderada aleación, aceros inoxidables, aleaciones de baja conductividad a base de cobre y aleaciones de níquel, cuando el volumen de producción es elevado. Estos materiales se emplean en el grueso de ias aplicaciones de la soldadura de resistencia.

Las aleaciones clase 2 también son apropiadas para flechas, abrazaderas, fijaciones, platinas, brazos de pistolas y diversos otros componentes estructurales portadores de corriente del equipo de soldadura de resistencia. Las aleaciones clase 2 se pueden tratar con calor y pueden usarse en formas tanto coladas como forjadas. En las formas forjadas las propiedades mecánicas máximas se alcanzan por medio de trabajado en frío después de un tratamiento térmico.

Las aleaciones clase 3 también pueden tratarse con calor, pero tienen propiedades mecánicas superioïcs y conductividad eléc- trica más baja que las aleaciones clase 2 . La principal aplicación de los electrodos de soldadura de puntos o de costura hechos con estas aleaciones es en la soldadura de aleaciones resistentes al calor que conservan propiedades de resistencia mecánica altas a elevadas temperaturas. Para soldar estas aleaciones se requiere una gran fuerza de electrodos, lo que a su vez requiere una aleación de electrodo fuerte de clase 3. Las aleaciones resistentes al calor tipicas son algunos aceros de aleación, íos aceros inoxidables y las aleaciones de níquel-cromo-hierro.

Las aleaciones clase 3 son especialmente apropiadas para muchos tipos de abrazaderas de electrodos y miembros estructurales portadores de corriente de las máquinas de soldadura de resistencia. Sus propiedades son similares tanto en las formas coladas como en las forjadas, porque obtienen la mayor parte de sus atributos mecánicos por el tratamiento ténnico.

Las aleaciones clase 4 son tipos endurecibles con la edad que alcanzan la mayor dureza y resistencia mecánica de todas las aleaciones de cobre dei grupo A. Su baja conductividad y tendencia a la friabilidad en caliente las hacen inapropiadas para electrodos de soldadura de puntos o de costura. Generalmente se recomiendan para componentes que tienen un área de contac- to con la pieza relativamente grande, como los electrodos e inserciones para soldadura por destello y de proyección. Otras aplicaciones son los apoyos de respaldo de las piezas, los cojinetes de trabajo pesado para máquinas de soldadura de costura y otros componentes en los que son importantes la resistencia al desgaste y a las altas presiones.

Las aleaciones de clase 4 se pueden obtener en formas coladas y forjadas. Debido a su gran dureza después del tratamiento térmico, a menudo se maquinan en la condición de recocido en solución.

Las aleaciones clase 5 se encuentran sobre todo en forma de elementos colados de elevada resistencia mecánica y conductividad eléctrica moderada. Son recomendables para electrodos grandes de soldadura por destello, material de respaldo para otras aleaciones de electrodos y muchos tipos de miembros estructurales portadores de comente de las máquinas y accesorios de soldadura de resistencia.

Grupo 6: Composiciones de metales refractarios ESTOS MATERIALES CONTIENEN un metal refractario en forma de polvo, por lo regular tungsteno o molibdeno, y se fabrican por el método de metalurgia en polvo. Su atributo principal es la resistencia a la deformación en servicio. Son buenos para lograr el balance calorífico cuando se necesitan dos materiales de electrodo distintos para compensar una diferencia en el espesor o la composición de las aleaciones que se van a soldar.

Las composiciones de clase 10, 11 y 12 son mezclas de cobre y tungsteno. La dureza, resistencia mecánica y densidad aumentan, y la conductividad eléctrica disminuye, al aumentar el contenido de tungsteno. Se emplean como caras o inserciones en los casos en que se requiere resistencia excepcional al desgaste en diversos electrodos para soldadura de proyección, por destello y por vuelco. Es difícil establecer pautas para la aplica- ción de cada clase. El diseño de los electrodos, el equipo de soldadura, el material del electrodo opuesto y ia composición y condición de las piezas de trabajo son algunas de ias variables que deben considerarse en cada caso.

Las clases 13 y 14 son respectivamente tungsteno y molibdeno comercialmente puros. En general se consideran los únicos materiales de electrodo que tienen un buen desempeiïo en la soldadura de metales no ferrosos de alta conductividad eléctrica. La soldadura de alambre de cobre trenzado o alambres de cobre y latón consigo mismos o con diversos tipos de terminales son algunas de las aplicaciones típicas de los materiales de clase 13y 14.

Grupo C: Otros materiales VARIAS ALEACIONES DEcobre no clasificadas y otros materiales pueden ser adecuados para los electrodos de soldadura de resistencia. La idoneidad de un determinado material para los electrodos dependerá de la aplicación. Aunque los materiales que satisfacen las normas de la RWMA satisfacen también casi todos los requisitos de aplicación, hay casos en los que otros materiales funcionan tan bien o mejor que ellos. Por ejemplo, se puede usar acero para electrodos de soldadura por destello empleados en ciertas aplicaciones de aluminio.

El cobre reforzado por dispersión es un material no clasifica- cio que puede usarse para electrodos. Es cobre de alta pureza que contiene pequeñas cantidades de óxido de aluminio siibrnicros- cópico distribuido de manera uniforme en la matriz. EI óxido de alun~inio refuerza de manera significativa la matriz de cobre



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y eleva la temperatura de recristalización del material trabajado en frío. La elevada temperatura de recristalización del material forjado ofrece una excelente resistencia al reblandecimiento y achatamiento de los electrodos cuando las superficies de contac- to se calientan. Esto contribuye de manera apreciable a alargar la vida de los electrodos. Las propiedades mecánicas y la conductividad eléctrica de las barras de cobre reforzado por disper- sión satisfacen los requisitos de las aleaciones clase 1 y clase 2 del grupo A de la RWMA, pero no se clasifican como tales.

ELECTRODOS PARA SOLDADURA DE PUNTOS UN ELECTRODO PARA soldadura de puntos tiene cuatro caracte- rísticas:

(1) Lacara. (2) El vástago. (3) El extremo o conexión. (4) Mecanismo de enfriamiento.

Cara LA CARA DEL electrodo es la porción que hace contacto con el trabajo. En su diseño influyen la composición, espesor y geome-

tría de las piezas por soldar. A su vez, la geometría de la cara del electrodo detemnina las densidades de comente y de presión en la zona de soldadura. En la figura 19.21 se muestran los diseños de cara y ahusamiento RWMA estándar para electrodos. Los contornos de radio, domo y cara plana son los de uso más común. El electrodo de cara plana se usa para minimizar las marcas en la superficie o para mantener el balance calorífico.

La cara puede ser concéntrica respecto al eje del electrodo, como en las figuras 19.21 (A), (B), (C), (E) y (F), excéntrica o acodada, como en la figura 19.2 1 (D), o formando un ángulo con el eje, como en la figura 19.22. Los llamados electrodos acodados con caras excéntricas sirven para hacer soldaduras cerca de una esquina o en otras áreas de difícil acceso. Esto se ilustra en la figura 19.23. Se puede unir por soldadura fuerte una cara de material del grupo B a un vástago de una aleación del grupo A para producir electrodos compuestos destinados a aplicaciones especiales, como se muestra en la figura 19.24.

Vástago EL VASTAGO DE un electrodo debe tener un area de sección transversal suficiente para soportar la fuerza de electrodos y transportar la corriente de soldadura. El vástago puede ser recto, cotnoenlafigura 19.21,odoblado,comoenlafigura 19.25. Los diámetros de vástago estándar se indican en la figura 19.2 1.

AHUSAMIENTO DIAMETRO RWMA PRINCIPAL

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TRUNCADO

RADIO

Figura 19.21-Diseños de cara y ahusamiento RWMA estándar para electrodos de soldadura de puntos.



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ELECTRODOS AHUSADOS

ANDAR E 30”

Figura 19.22-Electrodos de soldadura de puntos esDeciales con las caras inclinadas a 30 arados

Conexión EL MÉTODO DE conexión del extremo del vástago al portaelectrodos por lo regular pertenece a uno de tres tipos generales: ahusado, roscado o de vástago recto.

Las conexiones ahusadas RWMA usan el ahusamiento Jarno como norma. Este ahusamiento ofrece las siguientes ventajas:

(1) El número de ahusamiento multiplicado por 1/8 pulg da el diámetro principal nominal; por ejemplo, el ahusamiento RWMA núm. 5 tiene diámetro de 5/8 pulg.

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Figura 19.23-Una aplicación de los electrodos acodados tipo D para soldadura de puntos

DOMO PLANO INSERCIÓN

ELECTRODOS ROSCADOS

PIANO PIANO

Figura 19.24-Caras de electrodo típicas del grupo B unidas por soldadura fuerte a vástagos de aleaciones

del grupo A

(2) Los números de ahusamiento siguen una secuencia del 3

(3) El ahusamiento RWMA es siempre de 0.600 pulg/ft para al 7.

todos los tamaños.

El diámetro del electrodo y la longitud del ahusamiento aumentan al aumentar el número de ahusamiento. Los ahusa- mientos más largos pueden soportar fuerzas de electrodo mayores, pero existe una fuerza máxima que no debe rebasarse para cada tamaño de electrodo. Las fuerzas de electrodo máximas recomendadas para los diversos tamaños se dan en la tabla 19.2.

Las conexiones roscadas se usan en los casos en que lo elevado de las fuerzas de soldadura dificultaria el retiro de los electrodos ahusados, o cuando la posición de los electrodos es crucial. En la figura 19.26 se muestran algunos electrodos roscados típicos.

Los electrodos de vástago recto sirven para transmitir fuerzas de soldadura elevadas, sobre todo los de 3/4 y 7/8 pulg de diámetro. La base del electrodo se apoya contra el cañón del portaelectrodos. El sello contra agua es un anillo tipo “O” colocado en un surco del portaelectrodos. El electrodo se sostiene mecánicamente en su lugar mediante una junta o collar, como se muestra en la figura 19.27.

Enfriamiento SIEMPRE QUERESULTE práctico, los electrodos para soldadura de puntos deberán tener un conducto de enfriamiento interno que llegue cerca de la cara para soldar. Este conducto deberá dise-



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Figura 19.25-Electrodos para soldadura de puntos típicos con flexión sencilla y doble flexión

ñarse de modo que en él quepa un tubo de entrada de agua y el agua pueda fluir hacia afuera alrededor del tubo, el cual deberá colocarse de modo que dirija el agua de enfriamiento contra la parte interior de la punta del electrodo. En la mayor parte de los casos, el tubo es un componente del portaelectrodos; una excep-

Tabla 19.2 Fuerza de electrodos máxima recomendada para

electrodos estándar de soldadura de puntos

Diámetro del Diámetro de Fuerza de Ahusamiento vástago la cara electrodos

núm. Pub P W máxima, Ib 4 0.482 0.19 800 5 0.625 0.25 1500 6 0.750 0.28 2000 7 0.875 0.31 2400

ción se da en los electrodos flexionados. Si el enfriamiento interno no resulta práctico, conviene considerar el enfriamiento extemo de los electrodos por inmersión, inundación o espirales de enfriamiento.

Electrodos de dos piezas HAY ELECTRODOS DE dos piezas, o de tapa y adaptador, con tapas tanto hembra como macho, como se aprecia en la figura 19.28. Los hay con vástagos rectos y flexionados. EI empleo de electrodos con este diseño es cuestión de costos. Puede ser que los costos de mantenimiento de las puntas sean más bajos porque sólo es preciso reemplazar la tapa cuando se desgasta. Por otro lado, la resistencia de la interfaz entre la tapa y el adaptador puede contribuir al calentamiento y desgaste del electrodo. La conveniencia de su empleo debe evaluarse para cada aplicación, comparándolos con los diseños de una sola pieza.



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G

LCARA PARA LLAVE DE TUERCAS

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CARA PLANA CONO TRUNCADO

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EXCÉNTRICO

Figura 19.26-Electrodos roscados para soldadura de puntos típicos

Método de fabricación LOS ELECTRODOS RECTOS se maquinan de barras trabajadas en frío. Los electrodos flexionados pueden producirse mediante el moldeado en frío de electrodos rectos, por forjado o por colado. El forjado y el colado son los métodos usuales cuando la forma requerida no se puede producir por moldeado en frío. La gene-

PORTAE,LECTRODOS

ENTRADA DEL AGUA SALIDA DEL AGUA DE ENFRIAMIENTO DE ENFRIAMIENTO

Figura 19.27-Electrodo de vástago recto con portaelectrodos de cañón

ADAPTADOR TAPA

L Figura 19.28-Diseños macho y hembra de electrodos

de dos piezas para soldadura de puntos

ralidad de los electrodos flexionados se moldean en frío porque así tienen claras ventajas sobre los otros, entre ellas las siguientes:

(1) Las propiedades físicas y mecánicas de la varilla estirada

(2) Colocación de un tubo de agua en el agujero de enfria-

(3) Más bajos costos de fabricación.

en frío.

miento antes del moldeado.

Mantenimiento LOS ELECTRODOS PARA soldadura de puntos tienen un area de cara específica que hace contacto con el trabajo. Con el uso, esta área crecerá por el achatamiento, y con ello se reducirán las densidades de comente y de presión. El resultado es que la soldadura tendrá menor tamaño. Además, los electrodos tienden a tomar metal de las piezas que se sueldan. Si la cantidad de metal adherido es pequeña, no habrá problema, pero si se adhiere una cantidad apreciable los electrodos se sobrecalentarán y se acha- tarán con mayor rapidez.

No es posible predecir cuántas soldaduras pueden hacerse con una configuración dada antes de que se haga necesario rectificar los electrodos. Una revisión periódica de la calidad de la soldadura y de la forma de los electrodos ayudará a determinar el número de soldaduras o ensambles que pueden hacerse antes de rectificar. Luego se deberá establecer un programa de recti- ficación de electrodos como mantenimiento preventivo para mantener la calidad de las soldaduras.

Se puede efectuar una leve rectificación de los electrodos en la máquina empleando una pala de plástico o metal moldeada por ambos lados para que se ajuste al contorno de la cara del electrodo. La pala se envuelve en tela abrasiva fina y se hace que los electrodos presionen la tela abrasiva sometidos a una carga ligera. A continuación se gira la pala para rectificar las caras de los electrodos.

Si la rectificación necesaria es considerable, se deberá desmontar el electrodo de la máquina y trabajarlo enun tomo. Como alternativa, puede realizarse una rectificación importante del



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electrodo en la máquina con una herramienta de rectificación manual o de potencia.

Nunca debe usarse una lima para rectificar los electrodos en ia máquina porque las caras de los electrodos pueden quedar irregulares tanto en su tamaño como en su Contorno. Los electrodos mal rectificados reducen la calidad de las soldaduras.

Las siguientes sugerencias pueden ser útiles para usar correctamente los electrodos de soldadura de puntos:

(1) Use electrodos y portaelectrodos estándar siempre que sea posible.

(2) Use electrodos del material correcto recomendado para la aplicación.

(3) Aplique enfriamiento con agua adecuado, con circula- ción en la dirección correcta en los electrodos.

(4) Alinee los electrodos correctamente; los electrodos no deben resbalar contra las piezas ni estar desalineados cuando entren en contacto con las piezas.

(5) Emplee sólo martillos de cuero o caucho para ajustar la posición de los electrodos con golpes ligeros, y use sólo portaelectrodos de expulsión o las herramientas correctas para desmontar los electrodos de la máquina.

(6) Asegúrese de que la máquina esté configurada como es debido; los electrodos deberán hacer contacto conlas piezas con un mínimo de impacto antes de que fluya la comente, y deberán permanecer en contacto con el trabajo hasta que se interrumpa la comente.

Especificaciones e identificación Los ELECTRODOS PARA soldadura de puntos están regidos por dos nonnas:

(1) Boletín ANSI/RWMA No. 16, Normas para soldadura de resistencia, publicado por la Resistance Welder Manufactu- rers Association.

(2) AWS D8.6/SAEHS-J1156, Norma automotriz para electrodos de soldadura de puntos, publicada por la American Wel- ding Society y la Society of Automotive Engineers.

Estas normas ofrecen un sistema de codificación para los diversos diseños de electrodos estándar. El código identifica el estilo de la nariz, la clase de la aleación, el tamaño del vástago y la longitud. También se proporcionan métodos para identificar los electrodos flexionados, los de cara especial y los de tapa.

Los electrodos rectos se identifican con una letra seguida por cuatro números con los siguientes significados:

(1) La letra indica el estilo de la nariz, como se muestra en

(2) EI primer dígito indica la clase de aleación del grupo A,

(3) El segundo dígito indica el ahusamiento. (4) Los dígitos tercero y cuarto indican la longitud total en

la figura 19.22.

como se muestra en la tabla 19.1.

unidades de 0.25 pulgadas.

En el caso de los electrodos con una flexión, se colocan dos dígitos antes de la letra para indicar el ángulo de flexión en grados. Para los electrodos con una y dos flexiones, se añaden

dos dígitos adicionales para indicar el desplazamiento respecto a la vertical, en unidades de 0.062 pulgadas.

PORTAELECTRODOS LOS ELECTRODOS SE montan en la máquina de soldadura de puntos mediante portaelectrodos. Los diversos diseños de portaelectrodos permiten ajustar debidamente ia posición de los electrodos relativa al trabajo. Los portaelectrodos se sujetan con abrazaderas a los brazos de la máquina soldadora, y suelen tener aditamentos para conducir agua de enfriamento a los electrodos; algunos de ellos cuentan con un mecanismo de expulsión que facilita el desmontaje de los electrodos.

Son tres los diseños básicos de portaelectrodos: recto, acodado y universal, o de acodado ajustable. Estos tres tipos básicos pueden obtenerse en tamaños y diseños estándar para usarse con electrodos estándar de soldadura de puntos. En general se emplean principios de diseño similares para los portaelectrodos especiales, con o sin adaptadores, que se usan con una gran variedad de electrodos especiales o estándar.

Los tres tipos de portaelectrodos estándar se producen con o sin mecanismos de expulsión. En la figura 19.29 se muestran portaelectrodos rectos de ambos tipos. En los tipos con expulsor, el electrodo se quita golpeando la cabeza o el botón del expulsor con un martillo. En los tipos sin expulsor, el ahusado del electrodo se suelta girando el electrodo con una llave de tuercas. Hay portaelectrodos de diferentes longitudes y varios diámetros.

Los portaelectrodos acodados y universales se producen con cabezas de 9Ooy 30°, como se ilustra en la figura 19.30. También pueden adquirirse portaelectrodos de baja inercia que incluyen un resorte que hace más rápido el seguimiento.

Hay portaelectrodos de múltiples electrodos para producir dos o más soldaduras de punto simultáneamente en paralelo. Estos portaelectrodos tienen sistemas ecualizadores de fuerzas de resorte, mecánicos o hidráulicos. El electrodo inferior puede ser un bloque plano que se opone a todos los electrodos superiores, o electrodos individuales montados en un bloque. Puesto que las soldaduras se hacen con circuitos paralelos, la división correcta de corriente a cada soldadura dependerá de las resistencias relativas de los trayectos. EI camino de menor impedancia conducirá más comente que los demás, y el tamaño de las soldaduras puede variar con la magnitud de la corriente.

ELECTRODOS PARA SOLDADURA DE PROYECCIÓN LOS ELECTRODOS PARA soldadura de proyección deben tener superficies planas más grandes que el diámetro de la proyección. Es práctica común emplear electrodos grandes y planos o electrodos hechos con barras rectangulares.

Los electrodos para soldadura de proyección por lo regular consisten en un portaelectrodos enfriado internamente por agua, con inserciones reemplazables en las posiciones de las proyecciones. Estas inserciones pueden ser electrodos roscados o piezas hechas con materiales de electrodo de los grupos A o B metidos a presión o sujetos de alguna otra manera al portaelectrodos. Un ejemplo de este diseño se muestra en la figura 19.31.

Puesto que el área de contacto entre cada electrodo y la pieza adyacente es mayor que en la soldadura de puntos, las densida-



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TUBO DE AGUA

TUBO EXPULSOR

EXPULSOR J b- LONGITUD DEL CANON -1 (A) JUNTA

TUBO EXPULSOR TUBO DE AGUA

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Figura 19.29-Portaelectrodos rectos típicos para soldadura de puntos: (A) y (B) son tipos con expulsor, (C) no tiene expulsor

des de comente y de presión son más bajas. Por tanto, el deterioro de los electrodos por el desgaste, la deformación o las adherencias no es tan rápido como en la soldadura de puntos. Pese a ello, siempre llega el momento en que aparecen pequeños hoyos o deformaciones en las posiciones donde se hacen las soldaduras de proyección. Cuando este deterioro interfiera con el contacto correcto de los electrodos o la calidad de las soldaduras, será necesario rectificar o reemplazar los electrodos o las inserciones.

La selección de la combinación óptima de materiales para los electrodos opuestos, de manera que haya un buen balance calo- rífico, minimizará el deterioro. Otra cosa que prolonga la vida de los electrodos es ia limpieza a intervalos regulares para eliminar grasa, suciedad, materiales de destello u otras contamina- ciones.

Los electrodos para soldadura de múltiples proyecciones pueden diseñarse de modo que compensen en forma automática las variaciones en la altura o en el desgasta. Tales electrodos

ecualizadores por lo regular se valen de un método hidráulico o mecánico para lograr la flotación o ecualización automática.

ELECTRODOS PARA SOLDADURA DE COSTURA LOS ELECTRODOS PARA soldadura de costura son ruedas o discos. Las cinco consideraciones básicas son el perfil de la cara, la anchura, el diámetro, el enfriamiento y el método de montaje. El diámetro y la anchura de la rueda casi siempre están determinados por el espesor, tamaño y forma de las piezas por soldar. El perfil de la cara depende de los requisitos de distribución de la comente y la presión en la pepita de soldadura y del tipo de mecanismo impulsor. Los cuatro perfiles de cara básicos de uso común son plano, de un bisel, de doble bisel y de radio, como se muestra en la figura 19.32.



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r PORTAELECTRODOS TIPO PALETA CON I ELECTRODO EXCÉNTRICO

ELECTRODO BOTON

PORTAELECTRODOS TIPO PALETA CON ELECTRODO TRUNCADO

TIPO

PORTAELECTRODOS TIPO PALETA

Figura 19.30-Diversas combinaciones de electrodos y portaelectrodos

Los electrodos por lo regular se enfrían por inundación o con chorros de agua dirigidos tanto a los electrodos como al trabajo desde arriba y desde abajo. Si estos métodos de enfriamiento no resultan satisfactorios, los electrodos y vástagos deberán dise- ñarse con enfriamiento interno.

EI enfriamiento por simple inundación no siempre es suficiente. Puede formarse una bolsa de vapor en el punto donde el electrodo toca el trabajo, la cual impedirá al agua de enfriamien- to penetrar en el área inmediata a la soldadura. Si el enfriamiento por inundación no es apropiado, el enfriamiento con aerosol o vapor de agua puede resultar eficaz.

EI electrodo para soldadura de costura se une al eje con suficientes pernos o tomillos para soportar el par de torsión impulsor. EI área de contacto con el eje debe ser lo bastante grande como para transmitir la comente de soldadura con el mínimo de generación de calor.

Los mecanismos impulsores periféricos, como los de moleteado o fricción que giran contra el costado del electrodo deben librar el trabajo con una buena tolerancia. Un impulsor de moleteado puede marcar la cara del electrodo, lo que a su vez dañará la superficie de la soldadura. Por otro lado, la rueda impulsora de moleteado tiende la limpiar las adherencias de la cara del electrodo.

Aunque el trabajo y el método de impulso pueden requerir electrodos de cara plana con o sin bordes biselados, estos electrodos sonmás difíciles de configurar, controlar y mantener que los electrodos con cara radial. Además, las caras radiales producen soldaduras de mejor aspecto.

Los electrodos para soldadura de costura, al igual que los de soldadura de puntos, tienen un área de contacto con las piezas predeterminada que debe mantenerse dentro de ciertos límites para que no baje la calidad de la soldadura. Con el electrodo en la máquina, sólo deberá intentarse una rectificación o retoque

menor con abrasivos finos. Se pueden usar rectificadores de rueda para dar mantenimiento continuo al electrodo. El maquinado en tomo es el método preferido para rectificar un electrodo y devolverle su forma original.

Se deben tomar precauciones para evitar que materiales ajenos se incrusten en la rueda del electrodo o en el trabajo. Las cáras ásperas no mejoran la tracción. La soldadura deberá detenerse con los electrodos todavia sobre el trabajo.

ELECTRODOS PARA SOLDADURA POR DESTELLO Y DE VUELCO LOS ELECTRODOS PARA soldadura por destello y de vuelco normalmente no están en contacto directo con el área de soldadura, como los electrodos para soldadura de costura y de puntos. Fungen como abrazaderas para sostener el trabajo y transportar la corriente, y a menudo se les llama así. Normalmente se diseñan de modo que hagan contacto con un área extensa de la pieza de trabajo, y la densidad de comente en el área de contacto es relativamente baja. Por esta razón, materiales de electrodo relativamente duros con baja conductividad tienen un rendimiento satisfactorio.

Puesto que los electrodos deben amoldarse a las piezas que se van a soldar, no existen diseños estándar. Dos requisitos importantes son que los materiales tengan la suficiente conductividad para transportar la corriente sin sobrecalentarse, y que los electrodos sean lo bastante rígidos como para mantener la ali- neación del trabajo y minimizar las desviaciones.

Los electrodos se sujetan mecánicamente a la platina de la máquina soldadora; pueden tener una construcción sólida de una pieza y estar hechos con inatenales de electrodo de las clases 1 a 5 del grupo A de la RWMA. A veces es posible aumentar la



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BLOQUE SUPERIOR

INSERCIONES REEMPLAZABLES CON CARA

Fiaura 19.3l-ConstrucciÓn tbica de electrodos Dare soldadura de múltbles Drovecciones

ANCHURA DE LA CARA DEL

l-69-I ELECTRODO

ELECTRODOS IMPULSADOS POR ENGRANES O DE MARCHA EN VACiO

ANCHURA DE LA CARA DEL ELECTRODO

ELECTRODOS IMPULSADOS POR d i 'ri ENGRANES O DE MARCHA EN VACiO

0 1-1 r;3 RADIO

ANCHURA DEL ELECTRODO AN-CHURA DE 'L ELECTRODO

Figura 19.32-Perfiles de electrodos de rueda para soldadura de costura



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vida útil de los electrodos empleando materiales de las clases 2, 3 y 5 con inserciones reemplazables de clase 3 o 4, o uno de los materiales del grupo B, en los puntos de desgaste.

Siempre ocurre un desgaste de mayor o menor magnitud, y esto puede hacer que se reduzca el área de contacto y se produzcan quemaduras localizadas del trabajo. Para dar un buen servicio, los electrodos deben mantenerse fríos, limpios y libres de

suciedad, grasa, materiales de destello y otras partículas ajenas. Un compuesto antisalpicaduras puede ayudar a evitar la adherencia de material de destello. Todos los broches y dispositivos de sujeción deben estar bien apretados y ajustados, y sus superficies de agarre deben recibir un mantenimiento adecuado para evitar que resbalen contra el trabajo durante la soldadura.

FUENTES DE POTENCIA LA DEMANDA DE potencia de la linea depende del método de soldadura y del diseño de la máquina soldadora. Una fuente de potencia adecuada es uno de los requisitos para la soldadura de resistencia de alto volumen. Una parte importante del sistema de suministro de potencia de una planta industrial está dentro de la planta misma. Esa parte consiste en los transformadores y conductores de la fuente de potencia.

TRANSFORMADORES DE FUENTE DE POTENCIA AL CONSIDERAR LA instalación de una máquina para soldadura de resistencia es necesario determinar si el suministro de la planta es adecuado. Esto incluye la especificación de kVA del transformador de la fuente de potencia y el tamaño de los conductores de la fuente. El transformador de la fuente de potencia está conectado a un alimentador primario de 2300,4800,7500 o 13 O 0 0 volts y produce potencia de 230 o 460 V. No debe confundirse con el transformador de soldadura montado en la máquina soldadora. Los conductores de la fuente de potencia son los cables entre el transformador de la fuente de potencia y la máquina soldadora.

La suficiencia del transformador y de los conductores de la fuente de potencia está regida por dos factores: la caída de voltaje permisible y el calentamiento permisible. La caída de voltaje permisible es el factor determinante en casi todas las instalaciones, pero también debe tenerse en cuenta el calentamiento.

El tamaño del transformador de fuente de potencia para soldadoras de un solo punto debe corresponder por lo menos al valor de la demanda de kVA durante la soldadura. Estos transformadores tienen una impedancia que generalmente está alre-

Tabla 19.3 Carga continua equivalente de máquinas para

soldadura de resistencia

Tipo de soldadura Carga continua equivalente, porcentaje

de la suma de las especificaciones de la placa de la máquina

20 Puntos, proyección (múltiples impulsos) 40

20 Juntura 70

Puntos, proyección (un solo impulso)

Destello, puntos múltiples o proyección

dedor del 5 %. Esto significa que a su especificación de kVA, la caída de voltaje en el secundario será del 5%. Además, los conductores de potencia entre los transformadores de fuente de potencia y la soldadora generalmente tendrán un diámetro tal que no produzcan una caída superior al 5%. Esto significa en total una caída de voltaje del 10% en la soldadora, que es lo máximo que la mayor parte de los fabricantes de maquinaria recomiendan para sus productos.

Para determinar el tamaño del transformador de fuente de potencia para alimentar una máquina soldadora con base en la caída de voltaje, es necesario primero determinar la caída de voltaje máxima permisible especificada por el fabricante del equipo. Normalmente, no deberá ser mayor que el 5%. Si se usa el mismo transformador de potencia con dos o más máquinas, la caída de voltaje causada por tina máquina se reflejará en la ope- ración de la segunda. En estos casos es aconsejable limitar la caída de voltaje total a no más del 10% si se desea obtener soldaduras de calidad consistente. La caída de voltaje deberá medirse en la máquina. El porcentaje de caída de voltaje se calcula con la siguiente fórmula:

Caída de voltaje, por ciento =

x 100 (Voltaje sin carga) - (Voltaje con carga completa)

Voltaje sin carga

SISTEMA DE CABLE O ALIMENTADOR EN GENERAL, EL cable o alimentador del transformador a las máquinas siempre debe ser lo más corto posible y con un diseño de baja reactancia para minimizar la caída de voltaje en la linea. La línea de potencia más sencilla y económica consiste en alambres aislados pegados con cinta adhesiva dentro de un conducto. Cuando sólo se van a alimentar dos o tres máquinas en el mismo lugar, esta construcción resulta económica y efectiva. Los conductos de cables que permiten realizar conexiones de derivación a intervalos frecuentes en toda su longitud son deseables en plantas de producción donde las configuraciones de fabricación están cambiando continuamente.

Existen sistemas para interbloquear dos o más máquinas e impedir su disparo simultáneo, que iria acompañado de una caída de voltaje excesiva. Cualquier esquema de interbloqueo significa una restricción de la producción; sin embargo, esto se minimiza con un interbloqueo de vigilancia de voltaje, ajustado para operar sólo cuando el voltaje cae por debajo de un valor preestablecido.



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INSTALACIÓN LAS MÁQUINAS PARA soldadura de resistencia deben estar conectadas a la línea de potencia de acuerdo con los reglamentos eleéctricos y las recomendaciones del fabricante de la máquina. El tamaño del cable primario deberá ser apropiado tanto desde el punto de vista térmico como de caída de voltaje.

Como muchas unidades de control contienen controles de calor de cambio de fase, la fuente de potencia del control debe estar en fase con la fuente de potencia de soldadura. La fuente de potencia dei control debe tener su propio fusible, distinto del de la fuente para soldadura.

Con frecuencia se emplean interruptores de aislamiento con fusible encerrado para el circuito de potencia o de soldadura. Estos interruptores pocas veces tienen una capacidad de inte- rrupción suficiente para una desconexión segura bajo una carga.

Para fines de desconexión de emergencia conviene emplear un ruptor de circuitos. La especificación del ruptor en capacidad de transporte deberá ser suficiente para conducir la demanda máxi- ma de ia máquina cuando su circuito de soldadura está en corto, que podría ser de dos a cuatro veces la especificación de la placa de la máquina. Una de las ventajas del ruptor es que se puede instalar un interruptor de botón en la máquina soldadora, y en una emergencia el operador puede abrir rápidamente el circuito pulsando este botón.

Si se usan fusibles, su tamaño debe ser el recomendado por el fabricante de la máquina. Los fabricantes normalmente proporcionan diagramas de alambrado que incluyen las especificaciones de fusible recomendadas. Los fusibles deberán funcionar para cualquier demanda u operación normal de la máquina. El propósito de los fusibles es interrumpir un cortocircuito en el sistema eléctrico.

SEGURIDAD Los PROCESOS DE soldadura de resistencia se utilizan ampliamente en operaciones de producción de alto volumen, sobre todo en las industrias automotriz y de aparatos domésticos. Estos procesos incluyen la soldadura de proyección, de puntos, de juntura, por destello, de vuelco y de percusión, en una amplia gama de tipos de máquinas. Los peligros principales que pueden presentarse con estos procesos y equipos son los siguientes:

(1) Choque eléctrico debido al contacto con terminales o

(2) Daños a los ojos o incendios causados por la expulsión

(3) Trituración de alguna parte del cuerpo entre los electro-

(4) Vapores de soldadura de las piezas mismas o de aceite,

componentes de alto voltaje.

de partículas pequeñas de metal fundido de la soldadura.

dos u otros componentes móviles de la máquina.

lubricante u otro material sobre las piezas.

ASPECTOS MECÁNICOS

Guardas LOS DISPOSITIVOS DE iniciación del equipo de soldadura, como los botones e interruptores, deberán disponerse o protegerse de modo que el operador no los pueda accionar inadvertidamente.

En algunas instalaciones de máquinas soldadoras con múlti- pies pistolas, puede esperarse que las manos del operador pasen bajo el punto de operación. Estas máquinas deben proveerse de guardas adecuadas, como dispositivos sensores de proximidad, cerrojos, bloques, barreras o controles de dos manos.

Todas las máquinas soldadoras no portátiles de un solo ariete deben estar equipadas con uno o más de los siguientes:

(1) Guardas o accesorios en ia máquina que impidan a las manos del operador pasar bajo el punto de operación.

(2) Controles de dos manos, cerrojos, dispositivos sensores de proximidad o cualquier mecanismo similar, que impida la

operación del ariete mientras las manos del operador están bajo el punto de operación.

Todas las cadenas, engranes, enlaces operativos y bandas asociados al equipo de soldadura deberán estar protegidos de acuerdo con la norma ANSI B15.1, Norma de seguridad para aparatos con transmisión mecánica de potencia (última edición).

Dispositivos de seguridad estáticos LAS MAQUINAS SOLDADORAS tipo prensa, de destello y de vuelco deberán estar provistas de dispositivos estáticos, como chavetas, bloques o cerrojos para evitar el movimiento de la platina o de la cabeza durante el mantenimiento o la preparación para la soldadura. Es posible que se requiera más de un dispositivo, pero cada uno deberá ser capaz de sostener la carga.

Máquinas soldadoras portátiles Sistemas de soporte. Todo el equipo de soldadura portátil suspendido, con excepción de la unidad de pistola, deberá contar con un sistema de soporte capaz de resistir la carga de golpe total en caso de fallar cualquier componente del sistema. EI sistema deberá ser a prueba de fallas. EI empleo de dispositivos de capacidad adecuada, como cables, cadenas o abrazaderas se considera satisfactorio.

Brazo móvil. La instalación debe estar provista de guardas alrededor del montaje y del mecanismo accionador del brazo móvil de una pistola soldadora si existe la posibilidad de daño i las manos del operador. Si no es posible instalar guardas apropiadas, será preciso emplear dos mangos. Cada mango deberá tener un interruptor operativo conectado en serie de modo que sea necesario accionar ambos mangos para energizar la máqui- na. Estos mangos deben estar situados a una distancia segura de cualquier punto de cizallamiento o presión de la pistola.



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Botones de paro TODAS LAS MAQUINAS soldadoras deben contar con uno o más botones de paro de emergencia, con un mínimo de uno en cada posición de operador.

Bloqueos e interbloqueos TODAS LAS PUERTAS, paneles de acceso y tableros de control de las máquinas para soldadura de resistencia deben mantenerse cerradas con llave o interbloqueadas. Esto es necesario para impedir el acceso a personal no autorizado.

Guardas Los OJOS DEBEN protegerse contra las partículas de metal expulsadas mediante guardas hechas con un material adecuado resistente al fuego, o gafas protectoras personales aprobadas. Se recomienda el uso de gafas de seguridad con escudos laterales en todas las áreas de trabajo. Las variaciones de las operaciones de soldadura de resistencia son tantas que cada instalación debe evaluarse individualmente. Los equipos de soldadura por destello deben contar con guardas de destello de unmaterial resistente al fuego para controlar las chispas y partículas de metal fundido que salen despedidas.

ASPECTOS ELÉCTRICOS Voltaje TODOS LOS CIRCUITOS de control externos para iniciar lrt soldadura deberán operar con bajo voltaje, que no deberá ser de más de 120 V para el equipo estacionario y de 36 V para el equipo portátil.

Condensadores EL EQUIPO DE soldadura de resistencia y los tableros de control que contengan condensadores que manejen altos voltajes debe- rán estar bien aislados eléctricamente y estar completamente encerrados. Todas las puertas de acceso deberán contar con interruptores de interbloqueo apropiados, y los contactos del interruptor deberán estar conectados al circuito de control.

Los interbloqueos deberán interrumpir efectivamente la potencia y descargar todos los condensadores de alto voltaje hacia una carga resistiva adecuada cuando la puerta o el panel estén abiertos. Además se deberá contar con un interruptor de ope- ración manual u otro mecanismo positivo adecuado para asegurar la descarga completa de todos los condensadores de alto voltaje.

Puesta a tierra EL SECUNDARIO DEL transformador de soldadura deberá conectarse a tierra con alguno de los siguientes métodos:

(1) Puesta a tierra permanente del circuito secundario de soldadura.

(2) Conexión a un reactor de puesta a tierra entre ias terminales del devanado secundario con una derivación del reactor a tierra.

Como alternativa en máquinas estacionarias, puede usarse un contactor de aislamiento para abrir todas las líneas primarias.

La puesta a tierra de un lado de los devanados secundarios en las máquinas soldadoras de múltiples puntos puede hacer que comentes transitorias indeseables fluyan entre los transformadores. Esto puede suceder cuando se usan fuentes de potencia multifásicas o diferentes voltajes secundarios, o ambas cosas, para las distintas pistolas. También puede presentarse una con- dición similar con las pistolas portátiles para soldadura de puntos cuando se usan varias unidades con el mismo accesorio o ensamble o con otro que está cerca. Estas situaciones requieren un reactor de puesta a tierra o un contactor de aislamiento.

INSTALACIÓN TODOS LOS EQUIPOS deberán instalarse en confdrmidad con ANSI/NF+PA no. 70, Código eléctrico naoional (Última edición). El equipo deberá ser instalado por personal calificado bajo la dirección de un supervisor técnico competente. Antes de usarlo en producción, el equipo deberá ser inspeccionado por personal de seguridad competente para asegurar que su operación sea segura.

Se puede encontrar información adicional sobre prácticas seguras para el equipo de soldadura de resistencia en ANSI 249.1, Segbridad al soldar y cortar (última edición).

LISTA DE LECTURAS COMPLEMENTARIAS Anon. “Railcar repair shop cuts costs with unique installation of

welding equipment”, en Welding Journal 62(8): 5 1-55; agos- to de 1983.

Anon. “Resistance welding electrodes do their own part hol- ding”, en Welding Journal 62(2): 43-47; febrero de 1983.

Beemer, R. D. y Talbo, T. W. “Analyzer for non-destructive process control of resistance welding”, en Welding Journal 49(1): 9s-13s; enero de 1970.

Blair, R. H. y Blakeslee, Ri C. “Half-wave and full-wave resistance welding power supplies”, en Welding Journal 50(3): 174-6; marzo de 197 1.

Dilay, W. y Zulinsky, E. “Evolution of the silicon-controlled rectifier for resistance welding”, en Welding Journal 5 l(8): 554-9; agosto de 1972.

Johnson, K. I., ed., Resistance Welding Control and Monitoring. Cambridge, England: The Welding Institute, 1977.



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Mollica, R. J. “Adaptive controls automate resistance welding”, en Welding Design and Fabrication 51(8): 70-72; agosto de 1978. de 1972.

Nadkarni, A. V. y Weber, E. P. “A new dimension in resistance welding electrode materials”, en Welding Journal 56( i): 331s-338s; noviembre de 1977.

Parker, F. “The logic of dc resistance welding”, en Welding Design and Fabrication 49(12): 55-58; diciembre de 1976.

Sherbondy, G. M. y Motto, J. W. Jr. “Current ratings of power semiconductors”, en Welding Journal 51(6): 393-400, junio

Weber, E. P. et al. “The application of dispersion strengthened copper for resistance welding electrodes”, en Welding Jour- nal 58(8): 34-40; agosto de 1979.



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Date post:	08-Apr-2016
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