MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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
geometría de la unión, el calo
calorr aportado y la tempe
temperatura
ratura de precalen
precalentamiento.
tamiento. La velocidad
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 termocupla
termocuplass o lápices termoindicadores.
termoindicadores.
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1
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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
precalentami
ento 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 realizada
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 excesiv
precalentamiento
excesivas
as no justifican el costo y pod
podrían
rían degradar las propiedades y la calidad de
la unión. La incomodidad del soldador aumenta si el precalentamiento es muy alto, y la calidad del
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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
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 obtienen distintos
carbonos equivalen
equivalentes.
tes.
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 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
6
+
Cu + Ni
15
+
Cr + Mo + V
(1)
5
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.
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 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.
Escala D: Consumibles que aporten un metal de soldadura con tenores de Hidrógeno
difusible menor de 5 ml/100 gr luego de un adecuado 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.
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Figura 3: Gráficos típicos de la
l a Norma BS 5135-74.
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5
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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,
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
soldadura co
conn electrodo re
revestido
vestido (SMA
(SMAW).
W).
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
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
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(2)
7
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
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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
25
+
Mn
20
+
Cu
20
+
Cr
10
+
Ni
40
+
Mo
15
+
V
(3)
10
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
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
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:
dond
e: h = espe
espesor
sor [mm
[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 precalenta
precalentamiento
miento 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.
700  − 5  14180Q

Tp[°C] = T + (100 − T )exp  8,17 +
x10 t100 −
h 

 h t100
(9)
donde: T = temp
temperatura
eratura amb
ambiente
iente [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
precalentami
ento no está determinado únicamen
únicamente
te por el nivel de la temperatura
temperatura de
precalentamiento;
precalentami
ento; por ejemplo, en el caso de una alta temperatura de precalentam
precalentamiento,
iento, obtenida en
forma localizada como resultado del calentamiento rápido de una zona limitada y angosta, la
soldadura se enfría tan rápido que el Hidrógeno
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.
precalentami
ento.
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:
(t100)cr = −1527 − 0 ,0653KσΥ +  2134 + 0,983KσΥ CEN + 700 lg HD
(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.
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K = 1,5 para una soldadura de raíz libre de defectos, pareja y uniforme, sin
irregularidadess en su contorno.
irregularidade
HD (J.I.S.) = contenido de Hidrógeno por cada 100 gr de metal depositado por el
procedimiento de
de la Norma JISZ
JISZ 3113. [ml/1
[ml/100
00 gr].
HD (J.I.S.) = 0,67 HD (I.I.W.) – 0,8
(11)
Si
CEN = C + A(C)
 24

(12)
+ Mn
+ Cu
+ Ni + Cr + Mo5+ Nb + V + 5B
6
15 20

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
3
tiempo de enfriamiento mayor
mayor que el valor crítico .
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 precalentam
precalentamiento.
iento.
La tabla 3 indica la composición química, carbono equivalente, temperatura de
precalentamiento
precalentami
ento y tiempo de enfriamiento críticos de varios aceros ensayados
ensayados por el ensayo
ensayo de
Lehigh. Los aceros O a X son de alta resistencia, empleados en líneas de conducción.
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11
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
Tabla 3: Temperatura de precalentamiento y tiempo de enfriamiento críticos de varios aceros.
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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
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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)
do
dond
nde:
e: 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:
dond
e: e = espe
espesor
sor [mm].
[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.
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13
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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
t ravés de una sección de 12 mm (1/2").
Figura 7: Diagrama del I.I.W.
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14
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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
QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA
(16)
15
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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
<115
116-145
146-180
131-225
>
>2225
Ac
Acer
eroo 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
comienzo de transformación
transformación marte
martensítica
nsítica (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 espe
espesor
sor y temperatura de tratamiento.
* Si HV < 450 Vickers, posiblemente no sea nnecesario
ecesario postcalentar.
* Si HV > 450 Vickers
Vickers,, puede ser ne
necesario
cesario postc
postcalentar.
alentar.
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
aso (b)
(b) ppaara chapa inf
infinit
initaa ==>
(19)
e = R.
e = t/
t/2.
2.
Para el caso de soldadura de caños,
caños, se considera como una cha pa infinita dado que se
toma al caño como desarrollado.
desarrollado.
6) Evaluar la necesid
necesidad
ad de rrevenido
evenido posterior.
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16
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
Figura 9: Temperatura de precalentamiento según el método del control de la temperatura.
QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA
17
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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.
Hidrógeno.
o.
2) Control de Hidrógen
QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA
18
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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
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 multiplicado
multiplicadorr de 1,5 para SMAW y 1,25 para GMAW y
FCAW del obtenido para SAW.
QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA
19
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
Figura 13: Gráfico para el control de dureza en la ZAC.
Figura 14: Calor aportado mínimo para soldaduras de filete con proceso SAW.
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20
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
suposición
ición de que no puede ocurrir fisura
2) CONTROL DE HIDRÓGENO: Se basa en la supos
si la cantidad promedio de Hidróg
Hidrógeno
eno 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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21
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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
muchos índices de susceptibilida
susceptibilidadd a fisurac
fisuración
ión en frío.
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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
Figura 15: Temperatura de precalentamiento en función de los carbonos equivalentes.
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
Hidrógeno difusible se
seaa de 5 ml/100 ggrr (medido por métodos crom
cromatográficos
atográficos o por
por
Mercurio), el calor aportado de 1,7 KJ/mm y la temperatura ambient
ambientee 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
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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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.
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
precalentami
ento 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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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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 precalen
precalentamiento
tamiento en función de la resistencia.
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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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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
precalentami
ento sino por el método de precalentamiento.
precalentamiento. Calentamientos
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
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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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
Yatake-Yurioka-Kataoka-Tsunetomi:
T
P
= 0,815( Rm − 814,2) + 120 log(0,68HDM −
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(0,68HDM −
⇒ Para d = (30 - 50) mm
TP = 0,815(Rm − 814,2) + 120 log(0,68HDM − 13,,25 ) + 250
(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
,2 ) + ( d ) 1440 − 392
=  Pcm + (0,68HDM − 160
600 

(26)
Suzuki:
T
P
HDM
d 

= 1600  Pcm + 0,079 log(
)+(
) − 408
2
,
77
600


(27)
Düren:
T
P
= 739CE2 − 6 − 104 ⇒ Para HDM ≤ 10
(28)
T
P
= 826CE2 − 6 − 158 ⇒ Para HDM ≤ 5
(29)
T
P
= 994CE2 − 6 − 233 ⇒ Para HDM ≤ 3
(30)
Uwer -Höhne:
T
P
= 700CET + 160 tanh( d ) + 62 HDM 0,35 + (53CET − 32) HI − 330
35
(31)
 Mn + Mo  +  Cr + Cu  + Ni
CET = C + 

 
 10   20  40
HI = Calor Aportado [kJ/mm]
Rm = Tensión de rotura [N/mm ]
d = Espesor [mm]
HDM = Contenido de hidrógeno [ml/100gr]
2
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29
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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.
precalentami
ento. En estos casos la ide
ideaa es obtener alta resistencia
resistencia con contenido
contenidoss 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
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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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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
t enaces 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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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
* 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
l a 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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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
Tabla 10: Temperaturas de precalentamiento recomendadas para distintos aceros.
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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
4- REFERENCIAS:
1
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.
2
3
y N. en
Yurioka.
Soldabilidad
de aceros para
líneas de conducción y prevención del agrietamiento
deH.lasSuzuki
soldaduras
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.
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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO
PR ECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
INDICE
1- INTRODUCCIÓN.
1
2- MÉ
MÉTO
TODO
DOS
SP
PARA
ARA CAL
CALCUL
CULAR
AR LA TE
TEMP
MPERA
ERATU
TURA
RA DE PR
PRECA
ECAL
LENT
ENTA
AMI
MIEN
ENTO
TO..
3
A) BRITISH STANDARD BS 5135-74.
3
B) NOMOGRAMA DE COE.
6
C) CRITERIO DE DÜREN.
7
D) CRITERIO DE ITO Y BESSYO.
8
E) CRITERIO PROPUESTO POR SUZUKI.
9
F) CRITERIO DE SUZUKI Y YURIOKA.
9
G) MÉTODO DE SEFERIAN.
13
H) M
MÉ
ÉTODO DE L INSTITUTO INTERNACIONAL DE SOLDADURA.
I) MÉTODO DEL CONTROL DE LA TEMPERATURA.
14
15
J) ANSI/AWS D1.1-98 - STRUCTURAL WE LDING CODE-STEEL.
18
K) MÉTODO DE LA CARTA.
22
L) FÓRMULAS PROPUESTAS.
28
3- CONSIDERACIONES FINALES
30
4- REFERENCIAS
40
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