-Soldadura-Acero-Hadfield

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Universidad Tecnológica Nacional 
Facultad Regional Córdoba 
Posgrado: Especialización en Soldadura 
Universidad Tecnológica Nacional 
Integrantes: 
Ing. Cinollo, Roberto 
Ing. Stafulki, Adrián 
 
Año: 
2012 
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 Facultad Regional Córdoba 
 Posgrado: Especialización en Soldadura. 
Ing. Cinollo, Roberto Página 1 de 27 
Ing. Stafulki, Adrián 
 
Objetivo: 
 
Este estudio va a tratar sobre la soldabilidad de un acero de alto porcentaje de Manganeso (tipo hadfield) 
contra un acero con recubrimiento de cinc y un acero al carbono (ASTM A36). Este tipo de soldadura se 
presentó en una industria de mantenimiento ferroviario, donde se necesita utilizar placas de acero tipo 
HADFIELD (ASTM A128 Gr. A) soldadas a los pedestales de bogies cuyo material es ASTM A36, 
suplementadas con placas recubiertas de cinc de pequeño espesor. Se van a analizar los aspectos 
metalúrgicos, como la resistencia de la ZAC, la disminución de la resistencia de la zona soldada, la 
facilidad de soldeo con la utilización de distintos tipos de electrodos que se puedan conseguir en el 
mercado nacional, los costos de soldadura. Como resultado de este estudio se tendrá una EPS 
(especificación de proceso de soldadura) para este caso en particular, con la indicación del tipo de 
electrodo, la forma de preparación de juntas, tratamientos térmicos, parámetros de soldadura, etc. 
 
Se evaluaran distintos consumibles disponibles en el mercado buscando la mejor opción que conjugue 
buena calidad de la junta y costo asociado. 
 
 
 
Figura Nº1 – Bogie 
 
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Introducción. 
 
El acero austenítico al manganeso fue desarrollado por Robert Hadfield en 1882, por lo que fue 
denominado acero Hadfield. Es un tipo de acero de gran resistencia al desgaste, utilizado en cruces de 
vías, mordazas de trituradoras, interiores de tanques de trituración y molienda de minerales, excavadoras, 
orugas de tanques e industria pesada en general. Son aleaciones no magnéticas extremadamente tenaces en 
las cuales la transformación martensítica de la austenita, durante un rápido enfriamiento desde 
temperaturas de austenización, ha sido suprimida por una combinación de alto contenido de manganeso y 
carbono que estabilizan la austenita a temperatura ambiente y bajan el Ms (inicio de transformación 
martensítica) por debajo de 0ºC. Estos aceros están caracterizados por sus propiedades mecánicas como 
son: alta resistencia a la tracción y a la compresión, alta ductilidad y excelente resistencia al desgaste. El 
acero Hadfield es el único que combina alta resistencia y ductilidad con gran capacidad de endurecimiento 
por deformación en frio y, usualmente, buena resistencia al desgaste. Este endurecimiento por 
deformación generalmente solo es realizado en la superficie, debido principalmente al aumento de la 
cantidad de maclas de deformación y a la generación de fallas de apilamiento en la estructura. El otro 
método de endurecimiento de este tipo de acero es por medio de la precipitación homogénea de finos y 
duros carburos, que evitan o dificultan el movimiento de las dislocaciones. Y un tercer mecanismo de 
endurecimiento es por la transformación inducida por la deformación a la fase martensítica de la austenita, 
pero esta en menor medida, ya que es solo para los aceros de menor %Mn. 
Los aceros austeníticos al manganeso presentan ciertas propiedades que tienden a restringir su uso, por 
ejemplo, son difíciles de maquinar y usualmente tienen esfuerzos de fluencia de 345 a 415 MPa (50 a 60 
Ksi). Consecuentemente no son aptos para partes que requieren alta precisión durante el maquinado o que 
deben resistir deformación plástica cuando son sometidos a altos esfuerzos durante el servicio. Sin 
embargo el martilleo, la deformación en frio y/o los choques explosivos aumenta su resistencia a la 
fluencia (σ0.2) en la superficie, mientras que el núcleo se sigue manteniendo tenaz (con la resistencia 
mecánica original). Los aceros Hadfield tienen una composición nominal de 1.2%C y 12 a 13%Mn como 
elementos esenciales. Las aleaciones comerciales usualmente varían en el rango de 1 a 1.4%C y 10 a 
14%Mn como lo establece la norma ASTM A128. 
 
Composición Química en %p/p 
Elemento C Mn Si P S Mo N Cu 
ASTM A-36 
0,25 
máx 
-- 0,40 
0,04 
máx 
0,05 
máx 
-- -- 
0,20 
mín* 
ASTM A-128 
Grado A 
1,05 - 
1,35 
11,0 
mín 
1,00 
máx 
0,07 
máx 
-- -- -- -- 
ASTM A-128 
Grado E1 
0,70 - 
1,30 
11,5 – 
14,0 
1,00 
máx 
0,07 
máx 
-- 
0,9 – 
1,2 
-- -- 
ASTM A-128 
Grado E2 
1,05 - 
1,45 
11,5 – 
14,0 
1,00 
máx 
0,07 
máx 
-- 
1,8 – 
2,1 
-- -- 
*cuando es requerido en la compra. 
-- no especificado. 
Tabla Nº1 – Composición química según norma de los metales a unir. 
 
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Cálculos de resistencias. 
En la Figura Nº2 se puede observar la configuración del montaje de la placa de acero Hadfield que se 
pretende unir a un acero estructural, con la interposición de una chapa cincada. Esto es necesario debido a 
que con esta configuración se obtiene la altura justa y necesaria para todo el montaje. 
 
Figura Nº2 – Detalle de las placas donde van a ser unidas. 
 
 
El montaje es como sigue: entre los dos pedestales del bogie se desliza un componente que sostiene el par 
montado (ruedas montadas la eje) del bogie, la separación o luz de la superficie de los pedestales al 
componente que desliza debe ser de 2 mm. Las superficies de fricción son justamente las que se 
recambian normalmente con estas placas de acero hadfield. Esta placa está sometida principalmente a una 
fuerte erosión debido al rozamiento de los componentes, como así también a golpes debido a las 
vibraciones propias del andar del tipo de vehículo. Para el cálculo de los esfuerzos a la cual está sometida 
la placa, se utilizó el Código UIC 515-4 (International Union of Railways) que es específico para este tipo 
de vehículos. Con la ayuda de la publicación AWS design for welding, podemos calcular la carga que va a 
soportar cada cordón de soldadura, teniendo en cuenta los valores resultantes de los esfuerzos encontrados 
y con el método de calculo de Load and Resistence Factor Design (LRFD). Los cálculos se detallan en el 
Anexo 1. De esto se extrae la siguiente conclusión: 
 
 _La tensión por unidad de longitud que estará sometido el cordón de soldadura es de: 25,57N/mm. 
 _Si tenemos un cateto del cordón de soldadura de 4mm, como resultado nos da que para la 
cantidad de soldadura que deseamos aportar, necesitaremos un material de aporte con una 
resistencia mecánica nominal de mínimo 9 MPa o 1305psi 
 
Este último valor es bastante bajo para lo comúnmente utilizado en soldaduras de reparación, con lo cual 
nos indica que la soldadura desde el punto de vista mecánico estático no va a tener problemas. 
 
 
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Estudio de Soldabilidad. 
 
El acero Hadfield tiene una microestructura austenítica, esto es debido al alto porcentaje en Manganeso y 
Carbono, ambos elementos gamágenos o estabilizadores de la fase austenítica. Los aceros de la placa 
cincada y del pedestal son de microestructura ferrítica, que es la más estable del hierro puro, a la 
temperatura ambiente. Esto anterior nos indica que estamos en presencia de una soldadura de dos 
materiales completamente distintos, con respecto a su microestructura y en gran parte con respecto a su 
composición química, razónpor la cual los analizamos como soldadura de aceros disímiles. 
 
La alta resistencia del acero al manganeso es el resultado del sinergismo entre el manganeso y el carbono. 
Como se suprimen otras fases que no sean la austenítica, el manganeso no solo incrementa la solubilidad 
del carbono a baja temperatura, sino que también alienta a una estructura sobre saturada en carbono. Estos 
ambos puntos incrementan la resistencia y la capacidad de endurecimiento por deformación del acero. Las 
propiedades mecánicas de los Hadfield entonces son muy influenciadas por sus contenidos en C y Mn, la 
figura 3 muestra las variaciones de las propiedades mecánicas fundamentales en función del contenido de 
carbono, para un contenido fijo de Mn en 13%. 
Figura Nº3 – Variación de las propiedades del acero al manganeso con 12,2 al 13,8%Mn. Datos de 
fundiciones de 3,5 a 4,5 Kg con cerca de 25mm de espesor. Templadas a 1040 a 1095ºC. 
 
 
 
La meseta o disminución de las propiedades por encima de los aproximadamente 1,0 a 1,35%C es debido 
a que el aumento en el contenido de carbono incrementa la dificultad para retener el carbono en solución, 
con la consecuente disminución de sus propiedades. Con un contenido por encima de los 1,4% C es muy 
difícil obtener una estructura libre de precipitados en borde de grano, con su consecuente disminución de 
resistencia a la tracción y alargamiento. 
Influencia de los distintos aleantes: 
El contenido de Carbono de 0,7% (grados D y E-1) es usado principalmente para las piezas fundidas 
grandes o soldaduras, y similares contenidos de bajo carbono son especificados para metales de relleno de 
soldadura, para minimizar los problemas antedichos de precipitación de carburos. Los carburos pueden 
formarse durante la soldadura o durante el trabajo en servicio a temperaturas mayores a los 275ºC. Si el 
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carbono y el manganeso son mantenidos bajos (ej 0,53%C+8,3%Mn o 0,62%C+8,1%Mn) el 
endurecimiento por trabajo mecánico es debido a la formación de martensita α inducida por tensión 
(cubica centrada en el cuerpo). Sin embargo esta no provee un mejoramiento en la resistencia a la abrasión 
como es a menudo pensado. 
El manganeso contribuye a la vital estabilización de la austenita o retarda la transformación en el 
enfriamiento desde la temperatura de austenización a cualquier otra fase (como bainita perlita o 
precipitación de carburos y martensita por disminución del Ms). Así, en un simple acero con 1,1%Mn, la 
transfomación isotérmica de la austenita a los 370ºC es retardada por 15 seg. Y si tenemos 13%Mn la 
transformación es retardada a más de 48 hs a esa misma temperatura. Por debajo de los 260ºC la 
transformación de fase y precipitación de carburos es tan ralentizada que se la puede suponer como 
suprimida, y en ausencia de deformación si el contenido de manganeso supera los 10%. 
 
 
Figura Nº4 – Esquema de forma de variación de estabilización de la austenita con el %Mn. 
 
 
El contenido de fosforo es a menudo mantenido por debajo del 0,04%, a pesar de que la norma ASTM 
A128 permite hasta el 0,07%, esto es gracias a los nuevos ferro-manganeso con contenidos de fosforo 
muy bajos. Niveles por encima del 0,06% P producen una disminución del alargamiento a alta 
temperatura, y frecuentemente es causante de hot tears en las piezas coladas, y además produce fisuras en 
la parte inferior del cordón de soldadura (ZAC). Por esto, es ventajoso mantener el contenido de fosforo lo 
más bajo posible, para los grados o tipos de chapas que son soldables, y para los electrodos que son para 
soldaduras de aceros al manganeso, como así también para las fundiciones de piezas grandes. 
El cromo es a menudo utilizado hasta un 18% en los electrodos de bajo carbono para la soldadura de 
aceros al manganeso. 
 
El Molibdeno es añadido usualmente entre 0,5% y 2% para mejorar la tenacidad y resistencia a la 
fisuración en piezas fundidas en condición as-casting y aumenta la resistencia a la fluencia de grandes 
piezas fundidas en la condición solubilizada y templada. Estos efectos ocurren debido a que el molibdeno 
se distribuye en el acero al manganeso: una parte en la matriz austenítica (solubilizado) y otra parte 
formando carburos primarios en la solidificación. El molibdeno en solución suprime la formación de 
precipitación de carburos de manganeso y perlita, incluso cuando la austenita es mantenida por encima de 
0
100
200
300
400
500
600
700
800
1,E-01 1,E+01 1,E+03 1,E+05 1,E+07
Te
m
p
e
ra
tu
ra
 (
ºC
) 
Log tiempo (seg) 
Acero 0,3%Mn
Acero 1,1%Mn
Acero 13%Mn
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los 275ºC durante la soldadura o en servicio. El molibdeno en forma de carburos primarios tiende a 
cambiar la morfología de solidificación, ya que las dendritas de austenita se desarrollan en torno a los 
carburos produciendo una forma nodular menos perjudicial, especialmente cuando el contenido en 
molibdeno es mayor al 1,5%. 
 
Los grados con Molibdeno del orden del 1% (ASTM A128 grado E-1; AWS A5.13-grado EFeMn-B) son 
resistentes a los efectos del recalentamiento que limita la utilización de los grados B-2, B-3 y B-4. El 
grado E-1 es utilizado en fundiciones de grandes tamaños, como rodillos o trituradores, que son 
recalentados para la reconstrucción con soldadura de recargue (build-up). El grado E-2 que contiene cerca 
del 2%Mo tiene un tratamiento térmico especial para desarrollar una estructura de finos carburos 
distribuidos uniformemente en la austenita. Es importante aclarar que cantidades mayores al 1%Mo 
incrementa la susceptibilidad de los aceros al manganeso a las fusiones incipientes durante su tratamiento 
térmico. Las fusiones incipientes son referidas a los fenómenos de licuación que ocurren debido a la 
presencia de compuestos de bajo punto de fusión, principalmente en las áreas interdendríticas, ya sea en 
los límites de grano o dentro de un grano. Esta tendencia es agravada por contenidos de fósforo altos 
(P>0,05%) y altos niveles de carbono (C>1,3%). 
El Níquel, en cantidades de hasta el 4%, estabiliza la austenita debido a que permanece en solución sólida. 
Esto es particularmente importante para suprimir la precipitación de carburos en el rango de los 300 a 
550ºC. Las adiciones de Ni incrementan la ductilidad, bajan ligeramente el límite elástico y disminuye un 
poco la resistencia a la abrasión de los aceros al manganeso. Entonces el Níquel es utilizado para los 
grados soldables de aceros al manganeso fundidos y forjados, incluyendo los electrodos de soldadura 
(ASTM A128-gradoD). En los productos forjados el Ni es a menudo utilizado en conjunto con el Mo. La 
estabilidad conferida por el níquel a los aceros al manganeso con respecto al recalentamiento se puede 
observar en la tabla 2 a, b y c. 
 
Tabla Nº2a – Propiedades mecánicas de tres diferentes aceros al manganeso. 
 
 
 
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Tabla Nº2b – Propiedades mecánicas de tres diferentes aceros al manganeso. 
 
 
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Tabla Nº2c – Propiedades mecánicas de tres diferentes aceros al manganeso. 
 
 
El Vanadio es un fuerte formador de carburos y su adición a los aceros al manganeso aumentan la 
Resistencia a la fluencia (σ0,2) pero con la consecuente disminución de ductilidad. El vanadioes utilizado 
para el endurecimiento por precipitación en los aceros al manganeso en el orden de 0,5 a 2%. Debido a la 
estabilidad de los carbonitruros de Vanadio, es necesaria una mayor temperatura de solubilización (aprox 
1150ºC) antes del envejecido (en general a temperaturas de 500ºC-600ºC). 
El Cobre, como el niquel ayuda a estabilizar la austenita, en el orden del 1 al 5%. Los efectos del cobre 
sobre las propiedades mecánicas no está bien definido, pero en general se sabe que este tiende a producir 
fragilidad. 
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El Titanio puede reducir el nivel de carbono en solución en la austenita, debido a la formación de 
carburos muy estables, dando como resultado las propiedades como si fuera un acero al manganeso de 
bajo contenido de carbono. El titanio también neutraliza en parte el efecto pernicioso del fosforo, idea 
muy utilizada en Europa. Microaleaciones con >1% de Ti, V, B, Zr y N son añadidas para refinar el 
tamaño de grano, pero mayores niveles que esto, pueden producir grandes descensos del alargamiento o 
ductilidad. Por ejemplo N en cantidades mayores al 0,20% puede producir porosidad en las fundiciones. 
El contenido de azufre raramente influye en las propiedades. Debido al efecto “encapsulante” del 
manganeso al segregarlo de la matriz por la formación del compuesto insoluble de sulfuro de manganeso, 
de forma redondeada e inocua. La forma alargada de estas inclusiones en los productos laminados son la 
principal causa de su anisotropía, en cambio en las aleaciones fundidas no produce efecto alguno. Sin 
embargo, es necesario mantener el nivel de azufre lo más bajo posible, para evitar o minimizar 
discontinuidades en la matriz y así favorecer los posibles puntos de iniciación de fisuras por fatiga. 
 
Influencia del sobrecalentamiento en los aceros al manganeso: 
Si un acero al carbono lo calentamos en general obtenemos como resultado un producto más blando y 
ductil, en cambio en los aceros al manganeso, es posible obtener una fuerte perdida de ductilidad cuando 
es recalentado, debido a precipitación de carburos y/o algunas transformaciones de la fase austenítica. 
Como regla general los aceros al manganeso nunca deben calentarse (en servicio) por encima de los 
260ºC, a menos que sea seguido de un calentamiento de austenización y temple (tratamiento de 
solubilizado). 
El tiempo, la temperatura y la composición son las variables en el proceso de fragilización. Por ejemplo la 
relación tiempo-temperatura para un acero 13Mn-1,2C-0,5Si es indicado en la figura 5 y 6. 
 
 
Figura Nº5 – Relación entre el tiempo y la temperatura para la fragilización de un acero 13Mn-
1,2C-0,5Si. 
 
 
 
 
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Figura Nº6 – Fragilización de un acero al manganeso. Barras de 25mm de diámetro recalentadas un 
tiempo de 48hs a la Tº indicada. 
 
Se puede observar que a 260ºC el tiempo necesario para la fragilización es de más de 1000hs, 
recalentamientos a 425ºC no deberán ser mayores a 1hr para evitar la fragilización. 
Esto nos indica que se debe prestar especial atención a la relación tiempo-temperatura para la soldadura de 
estos aceros al manganeso. 
Cuando un acero al manganeso con 12 a 14% Mn es calentado por encima de los 290ºC durante el servicio 
o la soldadura, es recomendable que el contenido de carbono sea por debajo del 1%, que detiene la 
fragilización por lo menos hasta tiempos de 48hs hasta una temperatura de 370ºC. La adición de 1% de 
molibdeno detiene el proceso de fragilización por lo menos hasta los 480ºC y lo suprime parcialmente en 
el rango de 480 a 595ºC (aprox 100hs). Si el contenido en carbono es menor a 0,9%C y se adiciona 3,5% 
de Níquel, detiene la fragilización hasta los 480ºC y por encima de esta temperatura la suprime 
parcialmente (también aprox 100hs) . Ver tabla 2a, b y c anterior 
 
La fragilización, según investigaciones desde el punto de vista de la micrografía, fue causada por la 
formación de carburos aciculares y perlita, en los granos de austenita de los aceros al manganeso básicos; 
por carburos nodulares rodeados de perlita en los granos de austenita de los aceros al manganeso-
molibdeno; y por el desarrollo de cementita proeutectoide alrededor de cada grano de austenita, en los 
tipos manganeso-niquel. 
 
Soldadura de aceros al manganeso: 
De lo antedicho se puede deducir las siguientes aptitudes y dificultades a la hora de la soldadura de un 
acero al manganeso: principalmente este material es muy sensible a los re-calentamientos, fragilizandolos 
y llegando a punto tal de disminuirles drasticamente su tenasidad. Por esta razon es que la soldadura 
oxiacetilénica es prohibitiva para este fin, y dejando lugar solo a la soldadura eléctrica para este tipo de 
unión. El contenido de fosforo debería ser mantenido por debajo de 0,03% para minimizar las fisuras en 
caliente. 
Para la soldadura de aceros al manganeso en el comercio hay disponibles varios tipos de consumibles. La 
mayoria son utilizados para soldadura de recargue, para reparaciones y para uniones de acero al 
manganeso con él mismo o con acero al carbono. Alguno de estos se indican en la tabla 3, según los 
requerimientos de las normas AWS A5.13 y A5.21. Se puede observar que los contenidos de carbono son 
relativamente bajos, para evitar la precipitación de carburos cuando se enfrie luego de haberse calentado 
por efectos de la soldadura. Aunque estas formulaciones de consumibles son para evitar la fragilización 
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del deposito de soldadura, es tambien importante la utilización de un correcto procedimiento de soldadura 
(WPS/EPS) para evitar o disminuir los perjuicios la zona afectada por el calor (ZAC). Es generalmente 
recomendado que el metal adjacente a la soldadura no supere los 315ºC por un lapso mayor al minuto. 
 
Tabla Nº3 – Típicos electrodos utilizados en la soldadura de aceros al manganeso. 
 
Además de los electrodos indicados en la tabla anterior, que son de la norma AWS A5.13, es comun el uso 
de electrodos de aceros inoxidables como los tipo 308 o 310 de la norma AWS A5.4 para la reparación de 
grietas o reconstrucción de zonas dañadas. 
Factores que son a menudo pasados por alto son las perdidas de carbono, manganeso y silicio que ocurren 
durante la soldadura. A pesar de que los electrodos sean manufacturados para compensar las perdidas de 
estos elementos, inapropiadas técnicas de soldaduras, como el uso de excesiva longitud de arco o excesiva 
osilación pueden ocasionar perdidas adicionales. Y como resultado se van a tener inferiores propiedades 
en el metal depositado. 
Frecuentemente los aceros al carbono son soldados a aceros al manganeso con electrodos de acero 
inoxidable austenítico. Debido a que el metal depositado tiende a ser una mezcla o hibrido entre el metal 
base y el metal de aporte, este tiene propiedades bastantes diferentes. A menudo este es endurecible 
(templado) al aire, produciendo zonas martensíticas. La ductilidad de la martensita es baja, pero la 
resistencia es alta, y la soldadura en general es satisfactoria. El principal enemigo de este tipo de 
configuración son las grietas en la martensita. En cambio, si tenemos una chapa de acero de bajo carbono 
con 14Mn-1Mo soldada con una chapa 1045 con un electrodo EFeMn-A tendríamos una propiedades del 
oder de: σ0.2:435MPa, σm: 650MPa, A%:11, con la fractura en el 1045. Estas propiedades son superiores a 
varias soldaduras de aceros al carbono.Tambien se suele soldar los aceros al manganeso con aportes con Cr> 14% con bajo carbono, para piezas 
o partes gastadas, pero debido al bajo carbono se sacrifica mucha resistencia al desgaste, pero se gana en 
facilidad de mecanizado. 
 
Precauciones para la soldadura: 
La principal consideración a la hora de la soldadura de los aceros al manganeso es mantener al mínimo la 
temperatura a la que llega el metal base, para evitar fragilidad debido a la precipitación de carburos. Esto 
anula completamente la posibilidad de precalentamiento. Los componentes de acero al manganeso por 
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tanto deben mantenerse los más frio posible durante su proceso de reparación. Esto es tanto así, que a 
menudo, las partes grandes a reparar son sumergidas en agua durante el proceso de soldadura. Bajo las 
más favorables circunstancias, algunos carburos van a aparecer, y resultarán en una ZAC que rara vez 
alcanza la tenasidad del metal base. 
Debido a que este tipo de acero en servicio seguramente está endurecido por deformación, se puede 
asumir que la parte desgastada o a reparar está endurecida. Esta superficie endurecida deberá ser retirada 
antes de la soldadura. Esto es porque es más facil que se nucleen las grietas en este metal endurecido y por 
tanto crezcan a traves de la ZAC. Esto tambien influye mucho en la resistencia a la fatiga. 
 
La baja conductibilidad térmica y a alta dilatación térmica de este tipo de acero tambien dificulta su 
soldadura y producen altas tensiones internas. Los cordones de soldadura estarán sujetos a tensiones tan 
pronto el metal se enfrie. Para minimizar las fisuras producidas por estas causas, es conveniente el 
shotpeening mientras el conjunto está caliente, produciendo una deformación plastica que cambia las 
tensiones hacia valores de compresión. Este shot peening debería ser realizado inmediatamente por lo 
menos hasta los 200mm del cordón de soldadura. 
En la tabla 4 se pueden observar típicas propiedades mecánicas de metales de aporte para soldadura de 
aceros al manganeso. 
 
Tabla Nº4 – Propiedades mecánicas típicas de metales de soldadura austeníticos. 
 
 
 
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Influencias por el cinc del galvanizado. 
 
Para la soldadura de aceros galvanizados (con recubrimiento de cinc) a menudo se utiliza el proceso de 
Soldering, el cual es un proceso de unión en que los metales base son unidos por un metal de relleno con 
una temperatura de liquidus (Tº de licuación) que no excede los 450ºC. Los materiales bases permanecen 
en estado sólido durante todo el proceso. Un ejemplo muy conocido para esta técnica de soldadura es la de 
estaño en los componentes eléctricos. En el caso de la soldadura de chapas galvanizadas se utiliza en 
general un aporte de bronce silicio (varillas o electrodos revestidos de bronce con aprox 3%Si, 1,5%Mn, 
1%Sn, 1%Zn). 
La soldadura por arco eléctrico también es posible de utilizar, pero esta destruiría el recubrimiento 
adyacente al cordón de soldadura, disminuyendo por tanto la resistencia a la corrosión del elemento, para 
lo cual fue creado. Si se utiliza el procedimiento de arco eléctrico para la soldadura de acero galvanizado, 
buena ventilación deberá ser implementada para proteger al operador de los humos o gases de cinc cuando 
se suelda en espacios confinados. Si revisamos las propiedades físicas del cinc tenemos 
 
Tº de fusión del Zn: 420ºC 
Tº de ebullición del Zn: 907ºC 
Entalpia de vaporización: 115,3kJ/mol. (o 1,76kJ/gr) 
 
Las temperaturas a las que se llega con la soldadura SMAW es en la primer zona de la ZAC bastante 
mayor a la de la temperatura de vaporización, por tanto todo el cinc va a ser vaporizado y perdido del 
metal. 
Por esta razón es que no nos va a afectar en la sanidad de la soldadura la utilización de una chapa 
galvanizada con Zn, y es por esto que no lo vamos a tener en cuenta, a priori, en nuestro estudio. 
 
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Normas aplicables. 
 
Las normas para la soldadura en aceros al manganeso son principalmente para realizar recargues o 
soldaduras de reparación para piezas sometidas a abrasión severa, ya sea por golpes o deslizamiento. 
Debido a que son para este tipo de piezas, es que los aportes son o bien de la misma clase (de alto 
manganeso) o ricos en carburos para otorgar gran resistencia al desgaste. Pero nuestro caso no es justo 
este, en el tipo de configuración que se está estudiando la soldadura es solo para montaje, no constituye un 
recargue debido a desgaste, ni la parte soldada va a ser el principal lugar a desgastar. La placa que se 
desea soldar es la que va a resistir el desgaste y abrasión, pero la soldadura es por la periferia, la cual no 
está en contacto principal con la zona de rozamiento o bien no constituye un área representativa para tener 
necesidad de resistencia al desgaste. Por esta razón no se utilizará este tipo de normas o códigos, ya que 
seria una inversión, en cuanto monetaria, mayor a la necesaria para esta tarea o solicitación. Sin embargo, 
no es una soldadura de poca importancia, debido a que la placa de acero al manganeso tiene una difícil 
soldabilidad, ya que tiende mucho a agrietarse y retener muchas tensiones internas. Por esta razón es que 
se necesita un fuerte estudio para la selección de un consumible que genere una unión sana y al menor 
costo posible. 
En este trabajo se va a analizar esta unión, como ya se ha dicho antes, como una unión de materiales 
disimiles, ya que una superficie es de un material ferrítico (baja aleación) y la otra es de material 
austenítico (alto Mn y C). En este caso usaremos el código AWS D1.6 “Structural welding code – 
Stainless steel”, pero en realidad, este código es solo para inoxidables. Como se estudió en la parte 
anterior de “estudio de soldabilidad” hay dos formas de hacer a un acero austenítico, una es por la adición 
de Cr y la otra con la ayuda del Mn. Salvando las diferencias, los problemas son muy similares: 
Precipitación de carburos, perdidas de elementos aleantes en la matriz, grietas en la zona afectada por el 
calor. Por todo esto, se aplicará el código AWS D1.6 para aceros inoxidables, pero téngase presente que 
este está creado en esencia para los aceros inoxidables con cromo y níquel, razón por la cual no es 
aplicable al cien por ciento en nuestro caso, pero lo usaremos ya que nos es útil debido a su know-how en 
el campo de las soldaduras de disimiles. 
 
 
AWS D1.6 
 
Teniendo en cuenta el código AWS D1.6 (con la salvedad antedicha) al realizarse una unión de un 
material no listado en su conjunto de materiales pre-calificados, cualquier WPS que realicemos deberemos 
calificarlo. De igual modo podemos utilizar un WPS estándar y adaptarlo a lo nuestro, para luego 
calificarlo. Como premisa indica el punto 3.0 que los WPSs son precalificados para aceros austeníticos, 
con material de relleno que contenga un poco de ferrita delta (Feδ). 
Para cualquier procedimiento de soldadura hay 5 puntos principales a fijar: Metal base, Proceso de 
soldadura, Metal de aporte, Tratamientos térmicos (pre o post) y parámetros de soldadura: 
 
 Metal base: a este ya lo tenemos, son un acero al carbono contra un acero alto en manganeso. 
 Proceso de soldadura: el proceso de soldadura, debido al volumen de producción y a las 
posibilidades nuestras, está fijado en el proceso SMAW (soldadura con electrodo revestido). 
 Metal de aporte: esta es la principal incógnita (quetambién nos fijará los parámetros de 
soldadura). La analizamos abajo. 
 Tratamientos térmicos: debido a lo antedicho en “estudio de soldabilidad” el único tratamiento 
térmico factible para realizar sobre un Hadfield es el de solubilización, es decir calentamiento para 
solubilizar todos los carburos presentes y temple. Por lo tanto la premisa para estos tipos de aceros 
es la de mantenerlos a la más baja temperatura durante el proceso de soldadura. Un calentamiento 
por debajo de los 1000ºC lo único que logrará es el de precipitar carburos y perder propiedades al 
acero. 
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 Parámetros de soldadura: A priori se fijaran unos parámetros, para la realización de las primeras 
soldaduras, luego se modificaran de ser necesario para mejorar la calidad o sanidad de la 
soldadura obtenida. Esta es la otra incógnita a fijar. 
 
 
Metal de aporte a utilizar. 
 
Los metales de aporte pre-calificados son listados en función de los grupos de materiales base a unir, que a 
su vez son función principalmente de su resistencia a la tracción (σR). Los valores de las propiedades 
mecánicas de nuestros aceros a unir son las siguientes. 
 
Material σR [MPa] σ0,2[MPa] A% Referencias 
ASTM A36 400-550 220-250 23 ASTM A36 
ASTM A128 760-900* 340-400* 30-50* MH1 pag 1954 
*datos orientativos, ya que no están normalizados sus valores. 
Tabla Nº5 – Resistencias de los metales a unir. 
 
El código AWS D1.6 nos indica que deberíamos utilizar en el caso de soldadura de disimiles el material 
base con menor resistencia de los dos para la búsqueda del material de aporte. Si vamos a la tabla 3.3 de 
dicha norma, nos da los metales de aporte en función de la resistencia del metal base a soldar. 
 
Para el caso de soldadura con electrodo revestido (SMAW – AWS A5.4): 
 Metal base de Resistencia a la tracción mínima de 520MPa: E308L-XX, E308MoL-XX, E309L-
XX, E309MoL-XX, E316-XX, E316H-XX, E-317L-XX, E347-XX. 
 Metal base de Resistencia a la tracción mínima de 550MPa: E307-XX, E308-XX, E308H-XX, 
E308Mo-XX, E309-XX, E309Cb-XX, E309Mo-XX, E317-XX, E318-XX, E16-8-2-XX. 
 
Pero en el comercio nuestro solo se consiguen, dentro de los indicados anteriormente como posibles: 
 E307-15 
 E308L-16 
 E309-16 
 E312-16 
 
Se agregó el consumible E312 debido a que el proveedor de los mismos indicó como un consumible 
importante a tener en cuenta, que no está en la norma, pero que a él le ha dado buenos resultados. A 
continuación analizaremos cada consumible. 
 
Análisis de cada consumible según composición química y microestructura. 
 
Yendo a la especificación AWS A5.4. para analizar más a fondo el tipo de consumible a utilizar, desde el 
punto de la soldadura de los aceros disimiles, esta especificación nos indica como orientativo que en 
general es beneficioso para el metal de soldadura austenítico que tenga un poco de ferrita (delta) libre, ya 
que esto es bien conocido que disminuye la factibilidad de fisuración. Sin embargo, esto anterior no debe 
ser tomado como norma, ya que varios centenares de soldaduras se realizaron obteniendo un metal de 
relleno del 100 % de microestructura austenítica y no se tuvieron grietas ni problemas en servicio con el 
correr de los años. Generalmente la ferrita libre “ayuda” cuando se tienen soldaduras restringidas 
(mecánicamente) soldaduras largas o grandes y/o cuando es de difícil soldabilidad, para obtener una 
soldadura sana. La medición de la ferrita libre se puede hacer por medio de un aparato magnético, el 
“ferritoscopio”, ya que la ferrita es magnética. La Welding Research Council estableció el término 
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“Ferrita number FN o número ferrita” para ser usado en lugar de % de ferrita. Hasta el 10% de ferrita el 
Nºferrita y el porcentaje son iguales, luego comienza a crecer más el FN que el porcentaje. 
 
El contenido de ferrita en el cordón de soldadura puede ser calculado desde la composición química del 
metal depositado. Esto puede ser hecho desde varios diagramas constitucionales, como el WRC-1988, el 
de Espy, y el de DeLong. El diagrama WRC 1988 predice el contenido de ferrita en Ferrita number FN, 
este diagrama es uno de los más nuevos. Se denota en este cálculo que este diagrama es independiente del 
contenido de Si y Mn, este diagrama WRC es aplicable para aceros con contenidos máximos de: Mn:10%, 
Mo:3%, N:0,2% y Si:1%, razón por la cual no lo podremos utilizar en nuestro cálculo, ya que el principal 
aleante de uno de los aceros a unir es de alto manganeso. Cabe destacar que este es muy utilizado para la 
soldadura con la serie “300”. 
El diagrama de Espy calcula el porcentaje de ferrita en FN en aceros inox de la serie 200 que tienen 
porcentajes de Manganeso hasta un 15% y Nitrógeno hasta un 0,35%. 
El diagrama de DeLong es una modificación del diagrama de Schaeffler, prediciendo hasta un contenido 
de 18 FN. Este diagrama incluye el nivel de Nitrógeno para la predicción de FN. Las modificaciones de 
DeLong al diagrama de Schaeffler mejoraron mucho las correlaciones entre lo predicho y lo obtenido, es 
por esta razón que el diagrama de Schaeffler ya no es más utilizado. 
Con todo esto anterior, y con lo indicado en el Anexo informativo I7 del AWS D1.6 para los lineamientos 
generales para la soldadura de disimiles (un acero al carbono contra un acero inoxidable), podemos sacarle 
provecho al diagrama indicado y de esta manera tener a priori un acercamiento de como saldrán los 
cordones, con los electrodos que se consiguen en el comercio y que son rentables para el proceso. 
 
El diagrama que utilizaremos será el de Espy, debido principalmente a que permite la utilización de un 
acero alto en Mn. Abajo se dan los resultados: 
 
 
Tabla Nº6 – Composición química de los elementos a unir. Datos en %p/para y valores máximos 
permitidos por norma. 
 
 
 
 
Composición química máxima permitida 
Elemento C Cr Ni Mo Nb Mn Si P S N Cu 
Metal 
Base 
ASTM A-36 0,25 - - - - - 0,40 0,04 0,05 - - 
ASTM A-128 
Grado A 
1,35 - - - - 11 1 0,07 - - - 
Metal 
de 
Aporte 
E307-15 0,14 21,50 10,70 1,50 0,00 4,75 0,90 0,04 0,03 0,00 0,75 
E308L-16 0,04 21,00 11,00 0,75 0,00 2,50 0,90 0,04 0,03 0,00 0,75 
E309-16 0,15 25,00 14,00 0,75 0,00 2,50 0,90 0,04 0,03 0,00 0,75 
E312-16 0,15 32,00 10,50 0,75 0,00 2,50 0,90 0,04 0,03 0,00 0,75 
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 Por Espy 
Material Ni eq Cr eq 
ASTM A-36 7,5 0,6 
ASTM A-
128 
Grado A 
36,6 1,5 
E307-15 5,8 24,4 
E308L-16 1,1 23,1 
E309-16 7,4 27,1 
E312-16 3,9 34,1 
Tabla Nª7 – Resultados obtenidos por las formulas de Espy para Nieq y Creq. 
 
 
Figura Nº7 – Diagrama de Espy AWS A5.4, apéndice A6. Indicando los puntos para cada electrodo 
posible a utilizar, con sus correspondientes resultados con 30 y 50% de dilución del metal base 
mezcla. (ver Anexo 2) 
 
 
Como resultado del análisis por medio del diagrama de Espy tenemos: (por la regla de la palanca) 
 
 E307-15 
o 30% Dilución: Nos da un 5% de ferrita, lo cual es bueno, y Austenita pero tendríamos 
algo de Martensita. 
o 20% Dilución: Nos da un 20% de ferrita, es un tanto alto, y además nos sigue dando 
cantidad de Martensita. 
 
 
 
E307-15 
Metal Base 
50% 
E308L-16 
E309-16 
E312-16 
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 E308L-16 
o 30% Dilución: Nos da unmetal de aporte de aprox 10% de ferrita. Con Austenita y gran 
cantidad de Martensita. 
o 20% Dilución: Nos da un metal de aporte de aprox 70% de ferrita. Con Austenita y gran 
cantidad de Martensita. 
 
 E309-16 
o 30% Dilución: Nos da un 5% de Ferrita, con el resto Austenita. No se tiene Martensita. 
o 20% Dilución: Nos da un metal de aporte de 20% de ferrita, con el resto Austenita. 
 
 E312-16 
o 30% Dilución: Nos da un metal de aporte con un 40% de ferrita, con el resto Austenita. 
o 20% Dilución: Nos da un metal de aporte con aproximadamente 90 % de Ferrita, y el 
resto de Austenita. 
 
Aclaración: El porcentaje de dilución es con respecto a los dos metales bases. Es en % v/v. Se tomó la 
dilución entre el 20 y 30% debido a que el proceso elegido (SMAW) en general tiene estos valores. Un 
30% de dilución significa que el metal resultante de relleno o cordón, tiene en su composición en 
promedio un 30% de metal base y un 70% de metal de aporte. 
 
Entonces si ordenamos a los metales de aporte en orden decreciente con respecto a su idoneidad para 
nuestra soldadura, con respecto a la composición del cordón de soldadura tenemos: 
 
E309-16 (30%), E309-16 (20%), E307-15 (30%), E307-15 (20%), E312-16 (30%), E312-16 (20%), 
E308L-16 (30%), E308L-16 (20%) 
 
Parámetros 
La norma AWS A5.4 nos indica acerca de la usabilidad de cada electrodo, por ejemplo: 
 
Electrodo xxx-15 nos indica que debe ser utilizado en DCEP únicamente, y que si es menor a 4 mm de 
diámetro, puede utilizarse en toda posición (no indica progresión). 
 
Electrodo xxx-16 nos indica que debe ser utilizado en DCEP o AC, en general están recubiertos con 
materiales fácilmente ionizantes, como el potasio, para la estabilización del arco eléctrico (con lo cual nos 
indica que va a tener una más fácil utilización). Electrodos de 4 mm y menor diámetro pueden ser 
utilizados en toda posición. 
 
Electrodo xxx-17: son una modificación de los xxx-16, en los cuales algo de sílice es remplazado por 
titania. Ambos xxx-16 y xxx-17 pueden operar en corriente alterna (AC). En soldaduras a filete 
horizontal, los electrodos xxx-17 tienden a producir una transferencia más spray y una fina ondulación en 
la superficie del cordón, que los xxx-16. Una temperatura de fusión más baja de la escoria formada por los 
xxx-17 permiten una manipulación para emplear la técnica drag. En los xxx-17 la forma del cordón en 
filete horizontal (1F) es de plano a cóncavo, en cambio en los xxx-16 la forma es de plano a convexo. 
Cuando hacemos soldaduras a filete en posición vertical (3F) en progresión ascendente, la menor 
temperatura de fusión de la escoria en los xxx-17 requiere una ligera ondulación para producir una 
apropiada forma del cordón. 
 
 
 
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Procedimiento experimental. 
 
En principio analizaremos el metal base “acero al manganeso”. Su composición química, que nos indicará 
como se va a comportar ante la soldadura y la microestructura resultante del corte por plasma, que es el 
utilizado para el corte de este tipo de material, ya que pueden aparecer microfisuras o grandes zonas 
afectadas por el calor que nos influirán en el comportamiento ante la soldadura. Luego analizaremos las 
soldaduras efectuadas por cada electrodo, para esto realizaremos varias probetas de soldadura, que 
analizaremos para evaluar sus resultados, para luego realizar un EPS final. 
 
Composición química. 
 
Se realizó un análisis químico del material a unir, para tener de referencia ante que nos encontramos. Los 
elementos como el P, S, Mo, Ni son los que más influyen en la soldabilidad (ver antes “soldabilidad”). Se 
realizó por medio de espectrometría de emisión óptica de chispa. Nos dio el resultado indicado en la tabla 
8. 
 
Composición Química en %p/p 
Elemento C Mn Si P S Mo Ni Cu 
ASTM A-128 
Grado A 
1,05 - 
1,35 
11,0 
mín 
1,00 
máx 
0,07 
máx 
-- -- -- -- 
ASTM A-128 
Grado E1 
0,70 - 
1,30 
11,5 – 
14,0 
1,00 
máx 
0,07 
máx 
-- 
0,9 – 
1,2 
-- -- 
ASTM A-128 
Grado E2 
1,05 - 
1,45 
11,5 – 
14,0 
1,00 
máx 
0,07 
máx 
-- 
1,8 – 
2,1 
-- -- 
Obtenido 1,01 12,3 0,42 0,02 0,01 0,04 0,13 0,05 
Tabla Nº8 – Composición química obtenida de la chapa al manganeso. 
 
Como resultado observamos que encaja para la composición química de un ASTM A-128 grado A. El 
contenido de azufre es bajo, menor a 0,04%, que es lo que se recomienda generalmente para soldar y 
evitar desgarramiento laminar y fisuras en la ZAC. El contenido de molibdeno no nos ayuda, ya que está 
por debajo del 0,5% y por encima de este valor nos mejora las propiedades de soldabilidad como 
indicamos en puntos anteriores. De igual modo es la composición química esperada según requerimiento. 
 
 
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Metal base de acero Hadfield antes de la soldadura. 
 
Para analizar la zona afectada por el corte por plasma se procedió a la técnica de micrografía, con una 
inclusión en bakelita de una muestra cortada con plasma. En un microscopio óptico se analizó la probeta 
obteniéndose las siguientes imágenes: 
 
Fotografía Nº1 – Placa de acero Hadfield cortada con plasma, sin ataque. (Aprox X100). 
 
En la fotografía Nº1 se observa en la parte superior (blanca) el metal Hadfield con el corte por plasma. 
Esta micrografía es en un plano perpendicular al corte. No se observan fisuras apreciables o críticas. 
Nota aclaratoria: el aumento se coloca aproximadamente debido a que en la fotografía se cambia la 
relación de aspecto, para evitar confusiones se coloca en cada fotografía una reglilla de 1000 µm para 
aprox X100 y de 100 µm para aprox X400. 
 
Fotografía Nº2 – Placa de acero Hadfield cortada con plasma y envejecida 15min a 400ºC, ataque 
con Nital3. (Aprox X400). 
En la fotografía Nº2 se observa la micrografía de la placa Hadfield de 4mm de espesor, con el corte con 
plasma y envejecida para facilitar la localización de la ZAC. Se observan granos equiaxiales con algunas 
maclas. No se observa un crecimiento del tamaño de grano abrupto. Se puede observar que la zona con 
precipitación fuerte de carburos u oxidación tiene aproximadamente de 200µm y con precipitación de 
carburos es de 1 mm., en el borde de grano, estos precipitados son finos. 
En el Anexo 3 se pueden ver todas las micrografías, acá solo se darán las principales. 
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Con esto sabemos que el corte por plasma no nos afectará, de manera apreciable, a la soldadura, ya que la 
zona fundida en general es mayor que la ZAC inducida por el corte. 
 
Metal base de acero Hadfield con tratamiento de envejecido. 
 
Se analizó el acero al manganeso utilizado antes y después de un tratamiento de envejecido a 400ºC, esta 
temperatura se eligió debido a que la zona más cercana a la soldadura llega a esta temperatura, y se la dejó 
un tiempo de 15minutos debido al bajo espesor. No se observó una precipitación apreciable, en 
microscopio óptico, de carburos en borde de grano, si se notó un borde de grano un poco más definido en 
la probeta con tratamiento de envejecido, lo cual puede ser debido a una pequeña precipitación de 
carburos. 
Se tomó la dureza antes y después del tratamiento térmico y se obtuvo un aumento (tabla 9), lo cual nos 
indica que el material ha sido envejecido y endurecido, no es muy alto el aumento, pero es el esperado. 
Hay que recordar que la dureza no aumenta mucho, pero si su resistencia al trabajo en frio. Ver tabla 2. 
 
 
Acero HadfieldHV1 
Sin tratamiento 201 
Con envejecido 221 
Tabla Nº9 – Durezas en acero Hadfield utilizado 
 
 
 
 
Probetas de soldadura. 
 
Con respecto al diseño de la soldadura, de todo lo ante dicho se tienen los siguientes resultados: 
 
_ Material base 1: ASTM A128 – Material no pre-calificado para AWS D1.6 
_ Material base 2: ASTM A36 – Material calificado para AWS D1.6 Grupo Nº1. 
_ La junta va a ser a filete, por la configuración de diseño. 
_ El precalentamiento estará prohibido, debido a lo indicado en “soldabilidad” 
_ El tratamiento térmico pos soldadura estará prohibido, debido a lo mismo que arriba. 
_ El proceso de soldadura será SMAW. 
_ El calor aportado (heat imput) se tratará que sea el menor posible. 
 
Realizaremos una probeta de soldadura para analizar cada electrodo. Para la realización de estas probetas 
tomamos como referencia lo indicado en el código AWS D1.6, el cual nos indica que para la calificación 
de soldaduras a filete de materiales no clasificados y utilizando un EPS no estándar, debemos realizar una 
probeta como la indicada abajo. 
 
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Figura Nº8 – Probeta a realizar según Fig 4.5 de AWS D1.6 
 
 
Esta probeta la analizaremos, tal como dice el código para estos casos, en los puntos: 
 Examen visual. 
 Examen macrográfico. 
Como ensayo suplementario (no pedido por el código) analizaremos la soldadura con un examen 
micrográfico, para analizar mejor posibles microfisuras y/o rechupes que luego se podrán propagar por el 
metal fragilizado por la soldadura o con precipitación de carburos si los hay. 
 
Los exámenes están en el Anexo 4, y a continuación damos un resumen de lo encontrado: 
 
 
 
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Nº 
Probeta 
Posición Electrodo 
Inspección visual (AWS D1.6 - 4.5.2 y 4.6.2) 
Grietas 
Totalidad de 
junta llena 
Socavado máx 
encontrado 
Requerido 1F-2F AWS A5.4 No Si max 1mm 
1 2F E308L-16 
2 2F E308L-16 
3 2F E309L-15 
4 2F E307-15 
No se observa 
homogeneo en 
su dimensión 
 
5 2F E307-15 
6 2F E308L-16 
7 2F E309L-16 
9 2F E312-16 
Notas: MB1= Acero al carbono de 10mm; MB2= acero hadfield de 4 mm; MdA= metal de aporte de soldadura 
Tabla Nº10 – Inspección Visual de cada probeta soldada. 
 
 
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Nº 
Probeta 
Posición Electrodo 
Macroataque (AWS D1.6 - 4.6.9) 
Fusión 
de la 
raiz 
Longitud de 
Cateto para 
convexos/plano 
longitud 
de 
garganta 
para 
concavos 
Fisuras 
Fusión 
completa 
entre 
MdA y 
MB 
perfil de soldadura 
socavado 
máx 
Requerido 1F-2F AWS A5.4 Si mm mm No Si concavo/plano/convexo 1 mm máx 
1 2F E308L-16 No 5 - No 
NO, Falta 
fusión en 
MB1, 
cerca de 
la raiz 
plano 
No se 
observa 
2 2F E308L-16 No 6 - No 
NO, Falta 
fusión en 
MB1, 
cerca de 
la raiz 
plano 
No se 
observa 
3 2F E309L-15 No 5 - No 
Buena 
fusión 
plano 
No se 
observa 
4 2F E307-15 No 4,5 - No 
Buena 
fusión 
Ligera convexidad 
No se 
observa 
5 2F E307-15 No 4 - No 
NO, Falta 
fusión en 
MB1, 
cerca de 
la raiz 
Fuerte convexidad 
No se 
observa 
6 2F E308L-16 No - 4 No 
NO, Falta 
fusión en 
MB1, 
cerca de 
la raiz 
ligera concavidad 
No se 
observa 
7 2F E309L-16 No - 3 No 
Buena 
fusión 
ligera concavidad 
No se 
observa 
9 2F E312-16 No - 3,5 No 
NO, Falta 
fusión en 
MB1, 
cerca de 
la raiz 
ligera concavidad 
No se 
observa 
Notas: MB1= Acero al carbono de 10mm; MB2= acero hadfield de 4 mm; MdA= metal de aporte de soldadura 
Tabla Nº10b – Inspección Macroscópica de cada probeta soldada. 
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Nº 
Probeta 
Posició
n 
Electrod
o 
Microataque 
fisuras 
en MB 
poros/fisuras/microrechupe
s en MdA 
Precipitació
n de 
carburos en 
MB2 
Precipitado
s en MdA 
Crecimient
o de grano 
en MB 
Requerid
o 
1F-2F AWS A5.4 - - - - - 
1 2F E308L-16 
No se 
observa
n 
No se observan 
Fuerte 
precipitado, 
hasta 20 mm 
luego del 
cordón 
Precipitados 
en borde de 
grano del 
lado del MB2 
Normal 
2 2F E308L-16 
No se 
observa
n 
No se observan 
Fuerte 
precipitado, 
hasta 10 mm 
luego del 
cordón 
Precipitados 
en borde de 
grano del 
lado del MB2 
Normal 
3 2F E309L-15 
No se 
observa
n 
microrechupe cerca de la 
superficie 
Fuerte 
precipitado, 
hasta 20 mm 
luego del 
cordón 
Precipitados 
en borde de 
grano del 
lado del MB2 
Normal 
4 2F E307-15 
No se 
observa
n 
No se observan 
Fuerte 
precipitado, 
hasta 10 mm 
luego del 
cordón 
No se 
observa 
Normal 
5 2F E307-15 
No se 
observa
n 
microrechupe cerca de parte inf 
del cordón 
Fuerte 
precipitado, 
hasta 3 mm 
luego del 
cordón 
No se 
observa 
Normal 
6 2F E308L-16 
No se 
observa
n 
No se observan 
Fuerte 
precipitado, 
hasta 3 mm 
luego del 
cordón 
Precipitados 
en borde de 
grano del 
lado del MB2 
Normal 
7 2F E309L-16 
No se 
observa
n 
Microfisuras o fuerte 
precipitado en borde del lado 
del MB2 
Fuerte 
precipitado, 
hasta 10 mm 
luego del 
cordón 
Precipitados 
en borde de 
grano del 
lado del MB2 
Normal 
9 2F E312-16 
No se 
observa
n 
No se observan 
Fuerte 
precipitado, 
hasta 10 mm 
luego del 
cordón 
Precipitados 
en borde de 
grano del 
lado del MB2 
Normal 
Notas: MB1= Acero al carbono de 10mm; MB2= acero hadfield de 4 mm; MdA= metal de aporte de soldadura 
Tabla Nº10c – Inspección Microscópica de cada probeta soldada. 
 Universidad Tecnológica Nacional 
 Facultad Regional Córdoba 
 Posgrado: Especialización en Soldadura. 
Ing. Cinollo, Roberto Página 26 de 27 
Ing. Stafulki, Adrián 
 
Resultados obtenidos. 
 
Como conclusiones importantes tenemos: 
 
 En todos los casos se observó escoria incluida en la raíz, en general mayor a 1 mm de extensión. 
 Con respecto al metal soldado, al ser de bajo porcentaje de fosforo, se facilita su soldabilidad. 
 En los materiales de aporte 7, 5 y 3 se observan microrechupes que pueden generar durante el 
servicio la propagación de grietas. 
 En todos los casos se observó precipitación de carburos en el metal tipo Hadfield, lo cual 
aumentaría su fragilidad. 
 En los materiales de aporte 4 y 5 no se observan precipitados, lo cual puede indicar que son más 
homogéneos en su microestructura. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Universidad Tecnológica Nacional 
 Facultad Regional Córdoba 
 Posgrado: Especialización en Soldadura. 
Ing. Cinollo, Roberto Página 27 de 27 
Ing. Stafulki, Adrián 
Bibliografía. 
 
_ ASM HANDBOOK Volumen Nº1 - Properties and Selection: Irons, Steels, and High-Performance 
Alloys edición nº 10. 
_ ASM HANDBOOK Volumen Nº6 - WELDING, BRAZING, AND SOLDERING .Edición Nº 10 
_ Código AWS D1.6/D1.6M:2007 – Structural Welding Code — Stainless Steel 
_ ANSI/AWS A5.4 - 92 – Specification for Stainless Steel Electrodes for Shielded Metal Arc Welding. 
_ ASTM A128/A 128M – 93 - Standard Specification for Steel Castings, Austenitic Manganese. 
_ ASTM A 36/A 36M – 04 - Standard Specification for Carbon Structural Steel 
_ Código UIC 515-4 (International Union of Railways).