MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA 1 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.
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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
QUESADA HECTOR JUAN – ZALAZAR MÓNICA 1
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.
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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 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 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
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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 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.
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.).
5
VMoCr
15
NiCu
6
Mn C CEIIW
+++
+++= (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.
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 Norma BS 5135-74.
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B) NOMOGRAMA DE COE:
El nomograma de Coe2 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 CEIIW 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).
( )
+++++++=
3
V
6
Mo
17
Ni
5
Cr
9
Cu
8
Mn
11
Si
tlg 0,5-1
0,3C CE
8/5t8/5 (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. (CE2-6) y es
la siguiente:
10
V
15
Mo
40
Ni
10
Cr
20
Cu
20
Mn
25
SiCCE 62 +++++++=− (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/mm2, utilizando el ensayo CTS.
Considerando los factores que condicionan la fisuración proponen la siguiente expresión:
4000
K
60
HPcmPW ++= (4)
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donde: 5B10
V
15
Mo
60
Ni
20
Cr
20
Cu
20
Mn
30
SiCPcm ++++++++= (5)
H = tenor de Hidrógeno difusible (determinado según IIW)K = factor de restricción = 66 tt = 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:
[ ] 3921440PCTp W −=° (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.
[ ]
+++++++++−+=° 6B
6
V
19
Mo
17
Cr
58
Ni
22
Cu
18
Mn
15
SiC110831698lgH58lghCTp D (7)
Otra expresión es la siguiente:
[ ] ( ) ( )( ) ( ) 354300B24arctg139V3Mo29arctg
0,7Cr151arctg12Ni23Cu67Mn44Si3C459arctg97lgH68lghCTp D
−++++++++++=°
(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.
[ ] ( )100
100
th
14180Qt5x10
h
7008,17expT100TCTp −
−
+−+=° (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 %, HD = 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:
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, sinirregularidades en su contorno.
HD (J.I.S.) = contenido de Hidrógeno por cada 100 gr de metal depositado por elprocedimiento de la Norma JISZ 3113. [ml/100 gr].
HD (J.I.S.) = 0,67 HD (I.I.W.) – 0,8 (11)
+
++++++++= 5B
5
VNbMoCr
20
Ni
15
Cu
6
Mn
24
SiA(C)CCEN (12)
( ){ }0,12C200,25tanh0,75A(C) −+=
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:
[ ] 0,25C350CTp T −=° (13)
donde: CT = equivalente total de Carbono, suma del equivalente químico (C q) y el
equivalente en Carbono del espesor (Ce) que depende a su vez del propio espesor y de la
templabilidad del acero.
( )0,005e1CqCeCq%CT +=+=
(14)
donde: e = espesor [mm].
[ ]90
7Mo
18
Ni
9
CrMnC%Cq ++
++= (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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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.
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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 Acero al C116-145 Acero al C-Mn146-180 K131-225 L >225 M
4) Verificar que la temperatura de precalentamiento (Tp) seleccionada sea menor que la
temperatura de comienzo de transformación martensítica (Ms): Tp < Ms
Mo 7,5 - Cr 12,1 - Ni 17,7 - Mn 30,4 - C 423 - 539 Ms = (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). (19)
Caso (a) y (c) para barras ==> e = R.
Caso (b) para chapa infinita ==> 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.
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Yatake-Yurioka-Kataoka-Tsunetomi:
mm 30) - 15(d Para
120)20(5)5,3
2,168,0log(120)2,814(815,0
=⇒
+−+−+−= dHDMRmP
T(22)
mm 50) - 30(d Para
)30(50,0120)20(5)5,3
2,168,0log(120)2,814(815,0 2
=⇒
−−+−+−+−= ddHDMRmP
T(23)
mm 50d Para
250)5,3
2,1HDM68,0log(120)2,814Rm(815,0PT
≥⇒
+−+−=(24)
Okuda-Ogate-Nishikawa-Aoki-Goto-Abe:
)482log277534,0(15,1 −+= HDMRmPT (25)
METAL BASE (ZAC):
Ito-Bessyo:
3921440)600
()60
2,168,0( −
+−+=
dHDMPcm
PT (26)
Suzuki:
408)600
()77,2
log(079,01600 −
++=
dHDMPcm
PT (27)
Düren:
10 HDM Para 104739 62 ≤⇒−= −CEP
T (28)
5 HDM Para 158826 62 ≤⇒−= −CEP
T (29)
3 HDM Para 233994 62 ≤⇒−= −CEP
T (30)
Uwer -Höhne:
[ ]kJ/mm AportadoCalor HI 402010
330)3253(62)35
tanh(160700 35,0
=+
+
+
+
+=
−−+++=
NiCuCrMoMnCCET
HICETHDMd
CETP
T
(31)
Rm = Tensión de rotura [N/mm2] HDM = Contenido de hidrógeno [ml/100gr]
d = Espesor [mm]
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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.
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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Tabla 10: Temperaturas de precalentamiento recomendadas para distintos aceros.
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MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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4- REFERENCIAS:
1 Welding Handbook. Welding Processes, AWS, 1991, vol. 2, 8ª edition.2 N. Bailey, F. R. Coe, T. G. Gooch, P. H. Hart, N. Jenkins y R. J. Pargeter. Welding steels without hydrogencracking, Abington publishing, 1990.3 H. Suzuki y N. Yurioka. Soldabilidad de aceros para líneas de conducción y prevención del agrietamientode 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 theWorld, 1995, vol. 35, No 5.7 H. Orning, H. Schutz y P. Klug. Comparison of methods to determine the preheat temperature for high-strength 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, SoldarConarco, 1998, año XXI, Nº 108.
MÉTODOS PARA CALCULAR EL PRECALENTAMIENTO DE UNIONES SOLDADAS
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INDICE
1- INTRODUCCIÓN. 1
2- MÉTODOS PARA CALCULAR LA TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO. 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) MÉTODO DEL INSTITUTO INTERNACIONAL DE SOLDADURA. 14