CUADERNO Temperatura de Precalentamiento

MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS


1- INTRODUCCIÓN Un factor que controla la microestructura de la zona afectada por calor (ZAC) y del metal de soldadura, es la velocidad de enfriamiento; esta velocidad depende de los espesores del material base, la geometría de la unión, el calor aportado y la temperatura de precalentamiento. La velocidad de enfriamiento puede entonces ser usada, dentro de cierto rango, para prevenir la formación de microestructuras peligrosas en la ZAC y en la soldadura. Por efecto de la velocidad de enfriamiento pueden originarse en el acero estructuras metalúrgicas duras, y en casos extremos, provocar una transformación directa de austenita a martensita. Si calentamos el material previamente a la soldadura disminuimos el desnivel térmico desde la temperatura de fusión del acero desplazando la curva de enfriamiento hacia la derecha del diagrama Temperatura - Tiempo - Transformación (TTT), como muestra la figura 1. De este modo se favorecen las transformaciones metalúrgicas a estructuras más blandas que resultan menos frágiles y propensas a fisuración en frío. La temperatura de precalentamiento tiene como principal función disminuir la velocidad de enfriamiento del conjunto soldado. Es la mínima temperatura que debe ser alcanzada en todo el espesor y en una zona suficientemente ancha a ambos lados de la junta del material base antes de que comience el proceso de soldadura y que normalmente debe mantenerse entre las diversas pasadas en caso de soldadura de pasadas múltiples. Se aplica localmente por resistencia eléctrica o llama de gas y su medición se realiza, siempre que sea posible, en la cara opuesta a la que se está aplicando la fuente de calor, por medio de termocuplas o lápices termoindicadores. QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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Figura 1: Desplazamiento de la curva de enfriamiento con el precalentamiento. La temperatura de precalentamiento debe ser balanceada con el calor aportado (heat input) durante la operación de soldadura, de acuerdo al tipo de acero y en función de las propiedades requeridas para la junta. La temperatura de precalentamiento produce también un efecto importante en la velocidad de difusión del Hidrógeno, consigue microestructuras con menores valores de dureza en la ZAC y en el metal de soldadura y previene la formación de martensita en aceros de alto carbono. Además, tiene el efecto secundario de reducir las tensiones residuales disminuyendo los gradientes térmicos asociados a la soldadura. El precalentamiento incluye la temperatura entre pasadas cuando se trata de soldadura en multipasadas y cuando el calor generado durante la soldadura no es suficiente para mantener la temperatura de precalentamiento entre pasadas sucesivas. En general, la temperatura de precalentamiento que es requerida en soldadura de multipasadas es menor que para soldadura de simple pasada. En soldadura de multipasadas el calor de la segunda pasada disminuye la dureza de la ZAC que generó la primera pasada y acelera la migración de Hidrógeno. Esto reduce notablemente la posibilidad de fisuración en frío en aceros soldados. La pasada en caliente re alizada inmediatamente luego de la pasada de raíz es muy efectiva para prevenir la fisuración en frío, dado que puede reducir la concentración de Hidrógeno en aproximadamente un 30 a 40% comparando con los casos de pasada de raíz solamente. Aquella hace que la temperatura de precalentamiento necesaria se pueda disminuir en 30 a 50 ºC aproximadamente. La pasada en caliente, además, puede disminuir la dureza en la ZAC. En la práctica generalmente, las temperaturas de precalentamiento pueden variar desde temperatura ambiente hasta los 450 ºC; en casos específicos puede ser aún mayor. Hay que evitar todo precalentamiento innecesario, ya que consume tiempo y energía. Las temperaturas de precalentamiento excesivas no justifican el costo y podrían degradar las propiedades y la calidad de la unión. La incomodidad del soldador aumenta si el precalentamiento es muy alto, y la calidad del QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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Figura 1: Desplazamiento de la curva de enfriamiento con el precalentamiento. La temperatura de precalentamiento debe ser balanceada con el calor aportado (heat input) durante la operación de soldadura, de acuerdo al tipo de acero y en función de las propiedades requeridas para la junta. La temperatura de precalentamiento produce también un efecto importante en la velocidad de difusión del Hidrógeno, consigue microestructuras con menores valores de dureza en la ZAC y en el metal de soldadura y previene la formación de martensita en aceros de alto carbono. Además, tiene el efecto secundario de reducir las tensiones residuales disminuyendo los gradientes térmicos asociados a la soldadura. El precalentamiento incluye la temperatura entre pasadas cuando se trata de soldadura en multipasadas y cuando el calor generado durante la soldadura no es suficiente para mantener la temperatura de precalentamiento entre pasadas sucesivas. En general, la temperatura de precalentamiento que es requerida en soldadura de multipasadas es menor que para soldadura de simple pasada. En soldadura de multipasadas el calor de la segunda pasada disminuye la dureza de la ZAC que generó la primera pasada y acelera la migración de Hidrógeno. Esto reduce notablemente la posibilidad de fisuración en frío en aceros soldados. La pasada en caliente re alizada inmediatamente luego de la pasada de raíz es muy efectiva para prevenir la fisuración en frío, dado que puede reducir la concentración de Hidrógeno en aproximadamente un 30 a 40% comparando con los casos de pasada de raíz solamente. Aquella hace que la temperatura de precalentamiento necesaria se pueda disminuir en 30 a 50 ºC aproximadamente. La pasada en caliente, además, puede disminuir la dureza en la ZAC. En la práctica generalmente, las temperaturas de precalentamiento pueden variar desde temperatura ambiente hasta los 450 ºC; en casos específicos puede ser aún mayor. Hay que evitar todo precalentamiento innecesario, ya que consume tiempo y energía. Las temperaturas de precalentamiento excesivas no justifican el costo y podrían degradar las propiedades y la calidad de la unión. La incomodidad del soldador aumenta si el precalentamiento es muy alto, y la calidad del QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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trabajo tiende a ser menor. Las temperaturas de precalentamiento que se usen se basarán en los requisitos de soldadura prescritos, una evaluación técnica competente o los resultados de ensayos o pruebas1.

2- MÉTODOS PARA CALCULAR LA TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO Existen numerosos métodos propuestos para determinar o estimar la necesidad de precalentar en el proceso de soldadura de aceros. Estos métodos consideran algunos o todos de los factores que influyen en la fisuración en frío: composición química del acero, difusión de Hidrógeno, calor aportado, espesor del metal base, tensiones residuales en la soldadura y restricción de la junta. Sin embargo, hay una considerable diferencia en la valoración de la importancia de estos factores entre los distintos métodos. Por ejemplo, el efecto de la composición química difiere de un método a otro en la evaluación de la importancia de cada elemento de aleación, y por lo tanto se s e obtienen distintos carbonos equivalentes. Algunos de los métodos existentes para el cálculo de la temperatura de precalentamiento son los siguientes: A) BRITISH STANDARD BS 5135-74. B) NOMOGRAMA DE COE. C) CRITERIO DE DÜREN. D) CRITERIO DE ITO Y BESSYO. E) CRITERIO PROPUESTO POR SUZUKI. F) CRITERIO DE SUZUKI Y YURIOKA. G) MÉTODO DE SEFERIAN. H) MÉTODO DEL INSTITUTO INTERNACIONAL DE SOLDADURA. I) MÉTODO DEL CONTROL DE LA TEMPERATURA. J) ANSI/AWS D1.1-98 - STRUCTURAL WELDING CODE-STEEL. K) MÉTODO DE LA CARTA. L) FÓRMULAS PROPUESTAS. A) BRITISH STANDARD BS 5135-74: La Norma brinda información sobre los valores de energía de aporte en el arco y temperatura de precalentamiento requeridas para evitar la fisuración en frío en función de la composición

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química del metal base, el contenido de Hidrógeno difusible en el e l depósito y el espesor de las piezas a unir. Es aplicable a aceros al Carbono y Carbono-Manganeso. El efecto de la composición se evalúa a través del carbono equivalente propuesto por el International Institute of Welding (I.I.W.).

CEIIW = C +

Mn Cu + Ni Cr + Mo + V + + 6 15 5

(1)

Se establecen distintas condiciones de soldadura según el contenido de Hidrógeno que se clasifica en cuatro escalas: Escala A: Consumibles que aporten un metal de soldadura con tenores de Hidrógeno difusible mayor de 15 ml/100 gr luego de un adecuado secado. s ecado. Escala B: Consumibles que aporten un metal de soldadura con tenores de Hidrógeno difusible entre 10 y 15 ml/100 gr luego de un adecuado a decuado secado. Escala C: Consumibles que aporten un metal de soldadura con tenores de Hidrógeno difusible entre 5 y 10 ml/100 gr luego de secado. s ecado. Escala D: Consumibles que aporten un metal de soldadura con tenores de Hidrógeno difusible menor de 5 ml/100 gr luego de un adecuado a decuado secado. El espesor se establece según el llamado Espesor Equivalente o Combinado que es la suma de los espesores de los caminos de disipación térmica constituidos por los materiales que concurren a la junta. La figura 2 muestra la forma de obtención del espesor combinado y la figura 3 presenta a título de ejemplo, algunos de los gráficos contenidos en la Norma para calcular las condiciones de soldadura libre de fisuras.

Figura 2: Espesor combinado. QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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Figura 3: Gráficos típicos de la Norma BS 5135-74.


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B) NOMOGRAMA DE COE: El nomograma de Coe 2 surgió a partir de trabajos basados en el ensayo de severidad térmica controlada (CTS) sobre aceros al Carbono-Manganeso con CE IIW en el rango 0,40 - 0,54 y contenidos de C de 0,15 - 0,25 %. La escala de CE IIW se selecciona en función del tipo de consumible (tiene en cuenta el Hidrógeno que deposita en la soldadura, se puede hacer coincidir con lo indicado por la Figura 3) y el grado de restricción de la junta. El aporte térmico o energía de arco fue calculado con un rendimiento térmico ( η= 0,7) para procesos de soldadura con electrodo revestido (SMAW). La temperatura de precalentamiento obtenida está por encima de la temperatura ambiente. Las escalas A, B, C y D son las mismas que la adoptada por la British Standard BS 5135-74. La figura 4 da los valores típicos de Hidrógeno del metal depositado por distintos procesos de soldadura y la figura 5 muestra el diagrama de Coe. Estos nomogramas constituyeron la base de las Normas Británicas BS 5135-74 y 5135-84.

Figura 4: Hidrógeno del metal depositado por distintos procesos de soldadura.


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Figura 5: Diagrama de Coe.

C) CRITERIO DE DÜREN: Fue desarrollado sobre la base de datos experimentales obtenidos de aceros con C = 0,07 0,22 %, Cr < 0,6 %, sin Ti ni B, utilizando el ensayo de implantes y aplicando tensiones equivalentes a la de fluencia del material. Se ensayaron electrodos básicos, celulósicos y procesos bajo protección gaseosa, cubriendo un rango de tenores de Hidrógeno entre 3 y 40 ml/100 gr, con calores aportados entre 8 y 9 KJ/cm. Düren propone una expresión para el carbono equivalente que incluye además de la composición química, el tiempo de enfriamiento entre 800 y 500 ºC (t 8/5).

CEt8/5 = C +

0,3  Si + Mn + Cu + Cr + Ni + Mo + V    9 5 17 6 3  (1 - 0,5 lg t8/5)  11 8


(2)

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Dado que los procesos de alta eficiencia usados en la construcción de cañerías implican tiempos de enfriamientos cortos, se adopta para la correlación temperatura de precalentamiento carbono equivalente, la expresión de CE t8/5 recomendada para tiempos entre 2 y 6 seg. (CE 2-6) y es la siguiente:

CE2 − 6 = C +

Si Mn Cu Cr Ni Mo V + + + + + + 25 20 20 10 40 15 10

(3)

La tabla 1 da la temperatura de precalentamiento en función del CE 2-6 y el contenido de Hidrógeno depositado por el electrodo. Tabla 1: Temperatura de precalentamiento [ºC] en función del CE 2-6 y el contenido de Hidrógeno.

D) CRITERIO DE ITO Y BESSYO: Analizaron la susceptibilidad a la fisuración en frío en aceros de alta resistencia, con tenores de C entre 0,07 y 0,22 % y tensiones de tracción entre 400 y 900 N/mm 2, utilizando el ensayo CTS. Considerando los factores que condicionan la fisuración proponen la siguiente expresión:

PW

= Pcm +

H 60

+

K 4000

(4)


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donde: Pcm = C +

Si 30

+

Mn 20

+

Cu 20

+

Cr 20

+

Ni 60

+

Mo 15

+

V 10

+ 5B

(5)

H = tenor de Hidrógeno difusible (determinado según IIW) K = factor de restricción = 66 t t = espesor de la chapa en soldadura a tope [cm] Correlacionando la temperatura de precalentamiento requerida para evitar la fisuración con este parámetro se obtuvo la siguiente expresión: Tp[°C] = 1440PW − 392

(6)

E) CRITERIO PROPUESTO POR SUZUKI: La expresión final de la temperatura de precalentamiento fue obtenida mediante ensayos de JIS-y, es aplicable para una sola pasada en un rango de calores aportados entre 6 y 30 KJ/cm. Puede aplicarse en multipasadas si se conoce la concentración de Hidrógeno en el lugar de iniciación de la fisura. Tp[°C] = 58lgh + 98lgHD − 316 + 1108 C +



Si Mn Cu Ni Cr Mo V + + + + + + + 6B   15 18 22 58 17 19 6 

(7)

Otra expresión es la siguiente: Tp[°C] = 68lgh + 97lgHD + 459arctg(3C ) + 44Si + 67Mn + 23Cu + 12Ni + 151arctg(0,7Cr) + 29arctg(3Mo ) + 139V + 24arctg(300B) − 354

(8)

donde: h = espesor [mm] HD = contenido de Hidrógeno por cada 100 gr de metal depositado [ml/100 gr]

F) CRITERIO DE SUZUKI Y YURIOKA: En base a los resultados del ensayo JIS-y o Tekken y del ensayo de soldadura de ranura, se ha introducido una fórmula simple y conveniente para predecir las temperaturas de precalentamiento


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para probetas con precalentamiento uniforme y enfriamientos lentos en caños de conductos de alta resistencia. En el desarrollo de esta fórmula se usó el supuesto de que la tensión de restricción a lo largo del cuello de la soldadura, cerca de la raíz, era igual a la tensión de fluencia del metal base.

 

Tp[°C] = T + (100 − T )exp  8,17 +

700  − 5  14180Q  x10 t100 − h   h t100

(9)

donde: T = temperatura ambiente [ºC] h = espesor [mm] Q = energía del arco [KJ/mm] t100 = tiempo de enfriamiento [seg], es la duración hasta el momento en que una soldadura se enfría por debajo de los 100 ºC.

La función principal del precalentamiento es mejorar la evolución del Hidrógeno, aún cuando reduce levemente la dureza de la ZAC por elevación de t 8/5. Pero sin embargo, el efecto del precalentamiento no está determinado únicamente por el nivel de la temperatura de precalentamiento; por ejemplo, en el caso de una alta temperatura de precalentamiento, obtenida en forma localizada como resultado del calentamiento rápido de una zona limitada y angosta, la soldadura se enfría tan rápido que el Hidrógeno no tiene suficiente tiempo para salir. Por lo tanto, la duración de la evolución de Hidrógeno parece ser más importante que la temperatura de precalentamiento. El factor t100 no sólo recibe influencia por parte de la temperatura de precalentamiento, sino también por parte de los diversos factores, entre los que se hallan: el método de precalentamiento, el aporte de calor en la soldadura, el espesor de la pieza, la temperatura ambiente y la velocidad del viento al soldar en obra. Por medio del análisis de datos obtenidos de ensayos JIS-y, para espesores de probeta de 15 a 40 mm, RF = 16677 a 30509 N/mm mm, C = 0,06 a 0,18 %, H D = 0,4 a 5,9 ml/100 gr (J.I.S.), T = 20 ºC y Q = 1,7 KJ/mm, se desarrolló la siguiente fórmula:

(t 100 )cr = −1527 − 0 ,0653K σ Υ +   2134 + 0 ,983K σ Υ    CE N + 700 lg H D

(10)

donde: σy = tensión de fluencia del metal base [MPa]. K = relación de concentración de tensión próxima a la raíz de la soldadura. K = 4 para el ensayo de Lehigh, ensayo de implante y raíz muy defectuosa de soldadura de virola. QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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K = 1,5 para una soldadura de raíz libre de defectos, pareja y uniforme, sin irregularidades en su contorno. HD (J.I.S.) = contenido de Hidrógeno por cada 100 gr de metal depositado por el procedimiento de la Norma JISZ 3113. [ml/100 gr]. HD (J.I.S.) = 0,67 HD (I.I.W.) – 0,8  Si + Mn + Cu + Ni + Cr + Mo + Nb + V + 5B  5  24 6 15 20 

CEN = C + A(C)

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(12)

A(C) = 0,75 + 0,25tanh{20(C − 0,12)} El criterio para una soldadura libre de fisuras está dado por:

t100 > (t100)cr Es decir, que el procedimiento que lleva a una soldadura libre de fisuras debe tener un tiempo de enfriamiento mayor que el valor crítico 3. La tabla 2 da valores críticos de CEN que no requieren precalentamiento, para aceros de cañerías X60, X70 y X80, con Q = 0,9 KJ/mm pasada de raíz solamente, K = 4 (caso más grave) y K = 1,5 (normal). Tabla 2: Valores críticos de CEN de aceros API que no requieren precalentamiento.

La tabla 3 indica la composición química, carbono equivalente, temperatura de precalentamiento y tiempo de enfriamiento críticos de varios aceros ensayados por el ensayo de Lehigh. Los aceros O a X son de alta resistencia, empleados en líneas de conducción.


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Tabla 3: Temperatura de precalentamiento y tiempo de enfriamiento críticos de varios aceros.


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G) MÉTODO DE SEFERIAN4: Propone la siguiente expresión para el cálculo de la temperatura de precalentamiento: Tp[°C] = 350 CT − 0,25

(13)

donde: CT = equivalente total de Carbono, suma del equivalente químico (C q) y el equivalente en Carbono del espesor (C e) que depende a su vez del propio espesor y de la templabilidad del acero. CT %  = Cq + Ce = Cq (1 + 0,005e)

(14)

donde: e = espesor [mm]. Mn + Cr Ni 7Mo + + Cq[%] = C + 9 18 90

(15)

Seferian determina gráficamente la temperatura de precalentamiento como se muestra en la figura 6. Como puede observarse, Seferian no tiene en cuenta la energía neta aportada en el proceso de soldadura y por esta razón, las temperaturas resultantes son superiores a las realmente necesarias en aproximadamente 25 a 50 ºC.

Figura 6: Gráfico de Seferian. QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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H) MÉTODO DEL INSTITUTO INTERNACIONAL DE SOLDADURA (I.I.W.): Este procedimiento, que desarrolla el propuesto con anterioridad por la British Welding Research Association, considera el aporte de calor a la pieza a soldar durante el proceso de soldadura, como se desprende de la observación de la figura 7. La temperatura de precalentamiento resultante es la mínima recomendada. La geometría de la pieza viene determinada por el Índice de Brusquedad Térmica (IBT): IBT = 1 es el flujo de calor a través de una sección de espesor 6 mm (1/4") en sentido unidireccional. IBT = 2 es el correspondiente al flujo térmico a través de dos secciones de espesor 6 mm (1/4") o a través de una sección de 12 mm (1/2").

Figura 7: Diagrama del I.I.W. QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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La figura 8 muestra las diferentes posibilidades de disipación de calor y el IBT en distintas configuraciones de geometría de junta.

Figura 8: Índice de brusquedad térmica (IBT).

I) MÉTODO DEL CONTROL DE LA TEMPERATURA: El procedimiento a seguir es el siguiente: 1) Calcular el grado del acero (F): F = 47 Si + 75 Mn + 30 Ni + 31 Cr


(16)

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2) Calcular la dureza Vickers (HV) esperada en la ZAC: HV = 90 + 1050 C + F

(17)

3) Determinar la temperatura mínima de precalentamiento (Tp) mediante los gráficos de la figura 9. F

GRADO

<115 116-145 146-180 131-225 >225

Acero al C Acero al C-Mn K L M

4) Verificar que la temperatura de precalentamiento (Tp) seleccionada sea menor que la temperatura de comienzo de transformación martensítica (Ms): Tp < Ms Ms = 539 - 423 C - 30,4 Mn - 17,7 Ni - 12,1 Cr - 7,5 Mo

(18)

5) Determinar la necesidad de precalentamiento para difundir el Hidrógeno. La figura 10 muestra un gráfico típico de Hidrógeno remanente en función del tiempo de difusión para un determinado espesor y temperatura de tratamiento. * Si HV < 450 Vickers, posiblemente no sea necesario postcalentar. * Si HV > 450 Vickers, puede ser necesario postcalentar. El método utiliza la temperatura de precalentamiento y postcalentamiento como la misma. La figura 11 muestra ejemplos para el cálculo del espesor (e). Caso (a) y (c) para barras

==>

Caso (b) para chapa infinita ==>

(19)

e = R. e = t/2.

Para el caso de soldadura de caños, se considera como una chapa infinita dado que se toma al caño como desarrollado. 6) Evaluar la necesidad de revenido posterior.


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Figura 9: Temperatura de precalentamiento según el método del control de la temperatura. QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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Figura 10: Hidrógeno remanente.

Figura 11: Ejemplos para el cálculo del espesor.

J) ANSI/AWS D1.1-98 - STRUCTURAL WELDING CODE-STEEL, APENDICE XI5: Propone dos métodos: 1) Control de la dureza de la ZAC. 2) Control de Hidrógeno.


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Con el Carbono y el carbono equivalente del acero se selecciona cuál método emplear. La figura 12 indica en el diagrama de Graville las zonas de uso de cada método.

Método 2 Método 1 o 2 Método 2

Figura 12: Diagrama de Graville.

1) CONTROL DE LA DUREZA DE LA ZAC: Está basado en la suposición de que las fisuras no ocurrirán si la dureza en la ZAC se encuentra por debajo de un cierto valor crítico. Ensayos de laboratorio con soldadura de filete mostraron que dicho valor es de 350 Vickers cuando se emplean electrodos de alto Hidrógeno y 400 Vickers con electrodos de bajo Hidrógeno. Estos valores pueden ser alcanzados controlando la velocidad de enfriamiento (R 540) que es determinada con el gráfico de la figura 13. Usando gráficos similares al de la figura 14, se obtiene el calor aportado mínimo para soldaduras de filete de pasada simple con el proceso SAW. Para otros procesos, el calor aportado puede ser estimado aplicando un factor multiplicador de 1,5 para SMAW y 1,25 para GMAW y FCAW del obtenido para SAW.


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Figura 13: Gráfico para el control de dureza en la ZAC.

Figura 14: Calor aportado mínimo para soldaduras de filete con proceso SAW. QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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2) CONTROL DE HIDRÓGENO: Se basa en la suposición de que no puede ocurrir fisura si la cantidad promedio de Hidrógeno remanente en la junta, luego de enfriado por debajo de 50 ºC, no exceda un cierto valor crítico. El efecto de la composición química se evalúa a través del parámetro de composición (Pcm). El nivel de Hidrógeno queda determinado por: H1: Extra bajo Hidrógeno: estos consumibles dan un contenido de Hidrógeno difusible menor que 5 ml/100 gr de metal depositado, medido con ISO 2690-1976 o un contenido de humedad del recubrimiento del electrodo de 0,2 % máximo de acuerdo con AWS A5.1 o A5.5. H2: Bajo Hidrógeno: estos consumibles dan un contenido de Hidrógeno difusible menor que 10 ml/100 gr de metal depositado medido con ISO 2690-1976 o un contenido de humedad del recubrimiento del electrodo de 0,4 % máximo de acuerdo con AWS A5.1. H3: Hidrógeno no controlado: consumibles que no se encuentren en los requerimientos de H1 y H2. De la tabla 4.se determina el índice de susceptibilidad en función del nivel de Hidrógeno y Pcm. Tabla 4: Índice de susceptibilidad en función del nivel de Hidrógeno y Pcm.


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Se determina el nivel de restricción según tres tipos de unión: (1) Baja restricción: juntas soldadas en el cual existe una razonable libertad de movimientos de las partes. (2) Media restricción: uniones con libertad de movimientos reducidas. (3) Alta restricción: juntas sin libertad de movimientos, como por ejemplo soldadura de reparación, especialmente en materiales gruesos. La temperatura mínima de precalentamiento y entre pasadas se determina en función del nivel de restricción, espesor del material e índice de susceptibilidad con la tabla 5. Tabla 5: Precalentamiento para el método del control de hidrógeno.

K) MÉTODO DE LA CARTA6: Desde que Dearden y O’Neil publicaron en 1940 el concepto de carbono equivalente, se han propuesto muchos índices de susceptibilidad a fisuración en frío.


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La tabla 6 registra tres grupos principales: A) Basado en el CE IIW, el cual fue originado por Dearden y O’Neil. B) Tipo Pcm, en el cual el Carbono es más importante que en el primer grupo. C) Tipo CEN, en el cual el efecto del carbono depende del resto de aleantes. Tabla 6: Grupos de carbonos equivalentes.

La figura 15 muestra valores de temperatura de precalentamiento determinadas mediante el ensayo de fisuración en frío ”Y-groove self restraint” o Tekken versus los tres tipos de carbono equivalente. La figura permite ver que CE IIW es un índice aceptable para aceros al Carbono y Carbono – Manganeso, pero es inaceptable para aceros de baja aleación. El CEN es adecuado para gran parte de los aceros; de hecho, el mismo fue propuesto para evaluar susceptibilidad de fisuración en frío de diversos aceros y da índices menores que CE IIW y mayores que Pcm. La tabla 7 muestra la composición química y carbonos equivalentes de los aceros ensayados.


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Figura 15: Temperatura de precalentamiento en función de los carbonos equivalentes. Tabla 7: Composición química y carbonos equivalentes de los aceros ensayados.

La figura 16 muestra las “curvas masters” que indican la relación entre la temperatura crítica de precalentamiento en un ensayo Y-groove, el CEN y el espesor de la placa, esta relación es válida cuando el Hidrógeno difusible sea de 5 ml/100 gr (medido por métodos cromatográficos o por Mercurio), el calor aportado de 1,7 KJ/mm y la temperatura ambiente de 10 ºC. La figura 17 muestra el efecto de Hidrógeno difusible en el metal de soldadura sobre la temperatura crítica de precalentamiento en el ensayo Y-groove desde el punto de vista del incremento del CEN; como vemos en la figura, el efecto del Hidrógeno es cercanamente logarítmico. La figura 18 muestra el efecto del calor aportado sobre la temperatura de precalentamiento también en función del incremento de carbono equivalente. Con incremento del calor aportado, el incremento del carbono equivalente será negativo debido a la disminución de dureza en la ZAC por la menor velocidad de enfriamiento. Altos calores aportados disminuyen el volumen de martensita QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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en la ZAC. Durezas de la ZAC con bajos volúmenes de martensita se determinan por carbonos equivalentes similares al CE IIW, mencionado anteriormente; esto es: a mayor dureza, mayor CE IIW.

Figura 16: Curvas masters

Figura 17: Incremento de CEN en función del hidrógeno.


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La figura 18 muestra disminuciones menores del CEN en aceros con mayor CE IIW en regiones de mayor aporte térmico. Cuando las condiciones de soldadura difieren de la estándar, éstas son: Hidrógeno difusible de 5 ml/100 gr y el calor aportado de 1,7 KJ/mm, deberemos considerar el efecto de la modificación de carbono equivalente por cada uno de los factores y realizar nuevamente los cálculos con la curva master de la figura 16.

Figura 18: Efecto del calor aportado sobre los carbonos equivalentes. Debido a que el ensayo Y-groove posee una única pasada de soldadura es considerado muy severo; al tener el efecto de postcalentamiento de las pasadas siguientes, la existencia de una entalla en la raíz genera un estado de altas tensiones residuales. Esto difiere de lo encontrado en prácticas normales de soldadura. Es por ello que fabricantes japoneses normalmente emplean 75 °C menos que la temperatura de precalentamiento recomendada por el ensayo Y-groove para aceros con tensiones de rotura de 490 MPa. Cuando la resistencia alcanza a 590 MPa, la temperatura de precalentamiento es cercana a la crítica; esto se debe a que un aumento de resistencia se traduce en un incremento del riesgo de fisuras en la raíz, fisuras bajo pileta en la ZAC, fisuras en el metal de soldadura y otras.


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La figura 19 indica la disminución permisible de temperatura desde el valor crítico dado por la figura 16, la cual depende de la resistencia del metal de soldadura y la restricción de la junta; debido a que el metal de aporte influye en las tensiones residuales generadas en la junta, su influencia es más importante.

Figura 19: Disminución del precalentamiento en función de la resistencia.

APLICACIÓN DEL MÉTODO: 1) Calcular el CEN y CE IIW en función de la composición química del acero. 2) Con la figura 17 realizar las correcciones debidas al Hidrógeno en el metal de aporte. 3) Con la figura 18 encontrar las correcciones debidas al calor aportado y al CE IIW. 4) Corregir el valor final de CEN. 5) Determinar la temperatura crítica de precalentamiento desde el ensayo Y-groove con la corrección de CEN y espesor de la placa en la “curva master” de la figura 16. 6) Determinar la temperatura de precalentamiento necesaria en la práctica a través de correcciones en la figura 19, dependiendo de la resistencia del metal de aporte y la restricción de la junta.


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CONSIDERACIONES: 1) Cuando la soldadura sea con penetración parcial, la temperatura de precalentamiento deberá ser mayor que la dada por el uso de las “curvas masters”; se recomienda el uso de la temperatura dada por la figura 19 para soldadura de reparación. 2) El tiempo de enfriamiento a 100 ºC (t 100), es determinado no sólo por la temperatura de precalentamiento sino por el método de precalentamiento. Calentamientos muy rápidos y localizados acortan el t 100. La figura 16 supone un precalentamiento lento y uniforme. 3) La “curva master” asume que el ensayo de restricción Y-groove se realiza a una temperatura ambiente de 10 °C. Esta variará de acuerdo a las condiciones climáticas de la región donde se realice la unión. 4) El método más recomendado para evitar fisuración en frío, especialmente en condiciones de alta contracción, es postcalentar inmediatamente después de finalizada la unión o mantenerla a una temperatura mayor que la calculada durante las sucesivas pasadas de soldadura. Esto favorece la difusión del Hidrógeno. Si bien con relación al postcalentamiento no hay reglas estipuladas, las recomendaciones son de 150 °C durante 30 minutos por cada 25 mm de espesor de placa. L) FÓRMULAS PROPUESTAS: A continuación se presenta un listado de fórmulas dadas por distintos autores para calcular temperaturas de precalentamiento [ºC], aplicables al metal de soldadura y al de base (ZAC) 7. METAL DE SOLDADURA: Hart: TP = 188,4(C + 0,378Mn + 0,145Ni + 0,468Cr + 0,299Mo + 0,039HDM − 0,012t 8 / 5) − 108,5

(20)

Chakravarti-Bala: TP = 487(C + 0,16Si + 0,07Mn + 0,03Ni + 0,22Cr − 0,277Cu + 0,012HDM − 0,006t 8 / 5) − 153 (21)


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Yatake-Yurioka-Kataoka-Tsunetomi: T P

= 0,815( Rm − 814,2) + 120 log(0,68 HDM −

1,2 ) + 5(d − 20) + 120 3,5

(22)

1,2 ) + 5(d − 20) + 120 − 0,50(d − 30) 2 3,5

(23)

⇒ Para d = (15 - 30) mm T P

= 0,815( Rm − 814,2) + 120 log(0,68 HDM −

⇒ Para d = (30 - 50) mm 1,2 TP = 0,815(Rm − 814,2) + 120 log(0,68HDM − ) + 250 3,5

(24)

⇒ Para d ≥ 50 mm Okuda-Ogate-Nishikawa-Aoki-Goto-Abe: TP = 1,15(0,534 Rm + 277 log HDM − 482)

(25)

METAL BASE (ZAC): Ito-Bessyo: T P

1,2 d =  Pcm + (0,68 HDM − ) + ( ) 1440 − 392 60 600  

(26)

Suzuki: T P

HDM d   = 1600  Pcm + 0,079 log( )+( ) − 408 2,77 600  

(27)

Düren: T P

= 739CE 2 − 6 − 104 ⇒ Para HDM ≤ 10

(28)

T P

= 826CE 2 − 6 − 158 ⇒ Para HDM ≤ 5

(29)

T P

= 994CE 2 − 6 − 233 ⇒ Para HDM ≤ 3

(30)

Uwer -Höhne: T P

d

= 700CET + 160 tanh( ) + 62 HDM 0,35 + (53CET − 32) HI − 330 35

 Mn + Mo  +  Cr + Cu  + Ni CET = C +     10 20     40

Rm = Tensión de rotura [N/mm 2]

(31) HI = Calor Aportado [kJ/mm] HDM = Contenido de hidrógeno [ml/100gr]

d = Espesor [mm] QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA

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3- CONSIDERACIONES FINALES:

* Las fórmulas obtenidas para el cálculo de la temperatura de precalentamiento fueron derivadas de correlaciones establecidas sobre la base de datos obtenidos de varios ensayos, por lo que cada una presenta sus limitaciones y usos. * En aceros Templados y Revenidos se complica la determinación de la temperatura de precalentamiento. En estos casos la idea es obtener alta resistencia con contenidos bajos de carbono equivalente manteniendo así buena soldabilidad. Sin embargo, cuando se suelda con muy bajo aporte térmico son sensibles a la fisuración en frío y cuando el aporte térmico es demasiado elevado se perjudican las propiedades de resistencia e impacto en la ZAC. Por lo tanto, deben balancearse el precalentamiento y el calor aportado para mantener todas las propiedades en el nivel requerido. La tabla 8 da los valores máximos de calores aportados sugeridos para soldadura de aceros Templados y Revenidos sin precalentamiento y con 93 ºC de precalentamiento. Tabla 8: Calores aportados y precalentamientos para aceros templados y revenidos.


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La figura 20 muestra el gráfico recomendado por un fabricante en función del grado de solicitación de la unión soldada y expresa las temperaturas máximas de precalentamiento para conseguir que t8/5 > 10 seg.

Figura 20: Precalentamiento en función del espesor y las tensiones internas.

* En el caso de aceros Inoxidables Austeníticos la temperatura máxima de precalentamiento no debe ser superior a 500 ºC, dado que se produce el fenómeno de sensibilización, debido a la precipitación de carburos de Cr. Se puede afirmar que ninguna operación de soldadura de aceros Inoxidables Austeníticos exige un precalentamiento del material ni el mantenimiento de la temperatura entre pasadas. * Para obtener buenas soldaduras en los aceros Inoxidables Ferríticos debemos soldar con baja aportación de calor y precalentamiento entre 200 y 400 ºC. Los aceros son tenaces dentro de este rango de temperaturas y en ella puede evitarse la transformación de fase σ. La temperatura concreta será función del tipo de acero y de las dimensiones de la junta soldada. * La mayoría de los aceros Inoxidables Austeno-Ferríticos se sueldan sin precalentamiento. Cuando sea necesario, su temperatura debe ser entre 100 y 150 ºC.


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* En los aceros al C-Mo y al Cr-Mo es indispensable el precalentamiento, dado que poseen una fuerte tendencia a la templabilidad. Si la junta no se precalienta, al enfriarse el metal aportado se producen martensitas y bainitas, que son las estructuras propias de un acero autotemplable enfriado al aire. La temperatura entre pasadas no debe ser nunca inferior a la de precalentamiento. La tabla 9 muestra las temperaturas de precalentamiento exigidas en las especificaciones de dos usuarios de construcciones soldadas a partir de los valores mínimos señalados en el código ASME. Tabla 9: Precalentamiento para aceros al Cr – Mo.

* En caso de poseer los diagramas de TTT o CCT del acero que se esté por soldar, podría estimarse una temperatura de precalentamiento tal que se logre obtener velocidades de enfriamientos que eviten microestructuras peligrosas en la ZAC. * Existe una gran cantidad de bibliografía especializada que nos brinda numerosas tablas para estimar el precalentamiento necesario para la realización de uniones satisfactorias de aceros. En la tabla 10 pueden encontrarse algunas de ellas a modo de ejemplo 5,8,9,10.


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Tabla 10: Temperaturas de precalentamiento recomendadas para distintos aceros.


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4- REFERENCIAS:

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Welding Handbook. Welding Processes, AWS, 1991, vol. 2, 8ª edition. N. Bailey, F. R. Coe, T. G. Gooch, P. H. Hart, N. Jenkins y R. J. Pargeter. Welding steels without hydrogen cracking, Abington publishing, 1990. 3 H. Suzuki y N. Yurioka. Soldabilidad de aceros para líneas de conducción y prevención del agrietamiento de las soldaduras en obra, Doc. IIW IIS IX-1458-87, 1988. 4 M. Reina Gomez. Soldadura de los aceros, aplicaciones, 1994, España, 3ª edición. 5 ANSI/AWS D1.1-98. Structural welding code-Steel, AWS, 1998. 6 N. Yurioka y T. Kasuya. A chart method to determine necessary preheat in steel welding, Welding in the World, 1995, vol. 35, No 5. 7 H. Orning, H. Schutz y P. Klug. Comparison of methods to determine the preheat temperature for highstrength weld metal, Welding in world, 1998. 8 R. Stout. Weldability of steels, WRC, 1987, 4ª edition. 9 ASM Handbook. Welding, brazing and soldering, ASM, 1994, vol. 6. 10 E. P. Asta, H. J. Quesada y M. Zalazar. El precalentamiento en la soldadura de aceros estructurales, Soldar Conarco, 1998, año XXI, Nº 108. 2


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CUADERNO Temperatura de Precalentamiento

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