Uno de los mayores problemas en la soldadura de aceros de grano fino de alta resistencia es la fisuración en frío. En general, la tendencia a la fisuración en frío de los aceros de grano fino microaleados es baja [1]. 

Sin embargo, si hay contenidos de carbono más altos, pueden producirse fisuras en frío favorecidas por el hidrógeno en la zona afectada por el calor. El comportamiento frente a la fisuración en frío de las uniones soldadas depende principalmente de los factores de influencia indicados en la tabla de la derecha [2].

Variables de influencia para el comportamiento frente a la fisuración en frío de los aceros 

  • Composición química 
  • Espesor de la pieza en la zona del cordón 
  • Contenido de hidrógeno del metal de soldadura 
  • Aporte térmico durante la soldadura 
  • Nivel de tensiones residuales de la construcción 
  • Temperatura de precalentamiento/temperatura entre capas 

La influencia de la composición química se tiene en cuenta mediante el carbono equivalente CET. Debe tenerse en cuenta que el carbono equivalente del material base solo se utiliza si el carbono equivalente del metal de soldadura es al menos un 0,03 % inferior al del material base. De lo contrario, se tendrá en cuenta el carbono equivalente del metal de soldadura incrementado en un margen de seguridad del 0,03 %.

El hidrógeno en el metal de soldadura y en la zona afectada por el calor procede principalmente de los componentes que contienen hidrógeno de los metales de aportación y consumibles de soldadura. Además, el hidrógeno puede entrar en el metal de soldadura a través de la humedad presente en las piezas, p. ej. agua de condensación.

Una medida muy eficaz para evitar las fisuras en frío es, por tanto, el precalentamiento, que retrasa el enfriamiento de la zona de soldadura durante y después de la soldadura para dar al hidrógeno la oportunidad de efundir [3]. Por ello, debe procurarse que la temperatura mínima de precalentamiento recomendada se mantenga durante todo el proceso de soldadura. La temperatura se mide normalmente en la superficie de la pieza orientada hacia el soldador, a una distancia del borde longitudinal del chaflán de A = 4 * espesor de la pieza (pero no más de 50 mm) [4]. Esto debe aplicarse para espesores de pieza de hasta un espesor de cordón de 50 mm. Si el espesor supera los 50 mm, la temperatura requerida debe estar presente a una distancia mínima de 75 mm en el metal base en cada dirección para la preparación de la soldadura, salvo que se acuerde otra cosa. Además, el aporte térmico debe seleccionarse lo suficientemente alto, especialmente en la pasada de raíz, para evitar secciones de cordón muy pequeñas y un endurecimiento extremo. Especialmente con piezas de pared gruesa, es recomendable soldar la unión en un solo calentamiento. Si las interrupciones son inevitables, debe retrasarse el enfriamiento y volver a realizarse el precalentamiento [5]. En la soldadura multicapa, la temperatura entre pasadas adquiere cada vez más importancia en lugar de la temperatura de precalentamiento. Puede prescindirse del precalentamiento antes de soldar el primer cordón si el cordón siguiente se suelda con el calor del primero, de modo que la temperatura entre pasadas no descienda por debajo de la temperatura de precalentamiento necesaria para una soldadura resistente a la fisuración en frío. No debe realizarse el precalentamiento si se superara el tiempo de enfriamiento máximo admisible t8/5 para la unión soldada, dada una energía por unidad de longitud y un espesor de chapa determinados. Este tiempo debe respetarse en particular al soldar chapas finas y en la soldadura de posición y de respaldo [6]. 

El contenido de hidrógeno difusible, convertido a las condiciones estándar de 0 °C y 1,013 bar, se especifica en cm3/100 g de metal aportado (HD) o en cm3/100 g de metal de soldadura (HF). En DIN 8572, Partes 1 y 2, se encuentran disposiciones detalladas sobre la determinación del contenido de hidrógeno difusible en el metal de soldadura [7].

En la tabla siguiente se muestran, a modo de ejemplo, contenidos de hidrógeno característicos del metal de soldadura, determinados conforme a DIN 8572, para algunos procesos de soldadura [8].

Contenido de hidrógeno característico y su evaluación (DIN 8572) 
Proceso de soldadura Contenido de hidrógeno HD Evaluación
Soldadura por arco con    

Electrodo revestido B 

 > 5 a <= 10 

<= 5

 bajo 

muy bajo

Electrodo revestido R 

 aprox. 25 alto
Electrodo revestido C  aprox. 40 muy alto
GMAW <= 5 muy bajo
SAW > 5 a <= 10 

<= 5

 bajo 

muy bajo

Las tensiones residuales de una construcción soldada dependen del material, de las condiciones de soldadura y del diseño estructural. El riesgo de que se produzcan fisuras en la unión soldada como consecuencia de tensiones internas es especialmente alto cuando la sección del cordón solo está parcialmente rellena. El nivel de tensiones residuales puede influirse favorablemente seleccionando un metal de soldadura no demasiado resistente y mediante la forma del cordón y la secuencia de soldadura. 

El aporte térmico durante la soldadura puede considerarse otra influencia principal en las propiedades de las soldaduras. Influye en el ciclo temperatura-tiempo que tiene lugar durante la soldadura. Si es necesario, el valor del aporte térmico Q puede calcularse de la siguiente manera [9].  

Q = k (U * I) / v [kJ/mm] 

Salvo que se especifique otra cosa, el rendimiento térmico de los procesos de soldadura (k) debe basarse en la siguiente tabla.

Rendimiento térmico de los procesos de soldadura
Proceso Factor k
SAW con electrodo de hilo 1,0
MMAW 0,8
Soldadura MIG 0,8
Soldadura MAG 0,8
Soldadura por arco con electrodo de hilo tubular 0,8
Soldadura por arco con gas activo con electrodo de hilo tubular 0,8
Soldadura por arco con gas inerte con electrodo de hilo tubular 0,8
Soldadura por arco con gas activo con electrodo de hilo con alma metálica 0,8
Soldadura por arco con gas inerte con electrodo de hilo con alma metálica 0,8
Soldadura TIG 0,6
Soldadura por plasma 0,6

En conjunto, el precalentamiento provoca un transporte de calor modificado por conducción térmica y conduce así

  • a prolongar el tiempo de enfriamiento y, por tanto, a una microestructura modificada y a condiciones de difusión y efusión más favorables para el hidrógeno, y 
  • a modificar el estado de tensiones residuales en la unión soldada o en el componente. 

La relación entre las distintas variables de influencia y la temperatura mínima de precalentamiento se describe en la fórmula adjunta [10]. Deben especificarse el carbono equivalente CET en %, el espesor de chapa d en mm, el contenido de hidrógeno HD del metal de soldadura en cm3/100 g y el aporte térmico en kJ/mm. Debe tenerse en cuenta que, si los carbonos equivalentes del material base y del metal de soldadura puro difieren, debe considerarse el valor más alto determinado.

Ecuación

T0 = 700 CET + 160 tanh (d/35) + 62 HD0,35 + (53 CET - 32) Q - 330

La fórmula anterior se aplica a aceros con límites elásticos de hasta 1000 N/mm2, con un carbono equivalente CET de 0,2 a 0,5 %, un espesor de chapa d de 10 a 90 mm, un contenido de hidrógeno de HD 1 a HD 10 y un aporte térmico Q de 0,5 a 4,0 kJ/mm. Otras condiciones de contorno son [2], [3]: 

La temperatura entre capas no desciende por debajo de la temperatura mínima de precalentamiento y no supera los 300 °C. 

  • Las soldaduras en ángulo de una sola capa, los puntos de soldadura y los cordones de raíz tienen una longitud mínima de 50 mm. Si el espesor de chapa supera los 25 mm, los puntos de soldadura y los cordones de raíz se sueldan en dos capas utilizando un metal de soldadura menos resistente.
  • En el caso de las capas de relleno, esto también se aplica a las soldaduras en ángulo multicapa, no se produce ningún enfriamiento intermedio mientras el espesor del cordón sea inferior a un tercio del espesor de chapa. De lo contrario, debe realizarse un recocido de bajo hidrógeno. 
  • La secuencia de soldadura debe seleccionarse de modo que se evite una deformación plástica excesiva del cordón solo parcialmente relleno. 

Literatura: 
[1] Dilthey, U.:
Schweißtechnische Fertigungsverfahren Band 2, Verhalten der Werkstoffe beim Schweißen, 2. Auflage, 1995, VDI Verlag, Düsseldorf 
[2] Uwer, D. und Wegmann, H.:
Anwendung des Kohlenstoffäquivalents CET zur Berechnung von Mindestvorwärmtemperaturen für das kaltrißsichere Schweißen von Baustählen, DVS-Jahrbuch Schweißtechnik 96, Deutscher Verband für Schweißtechnik, S. 46 - 55 
[3] Stahl-Eisen-Werkstoffblatt 088:
Schweißgeeignete Feinkornbaustähle, Richtlinien für die Verarbeitung, besonders für das Schmelzschweißen, 4. Ausgabe, April 1993, Verlag Stahleisen, Düsseldorf 
[4] DIN EN ISO 13916:
Anleitung zur Messung der Vorwärm-, Zwischenlagen- und Haltetemperatur
Deutsches Institut für Normung, November 1996 
[5] Stahl-Eisen-Werkstoffblatt 063:
Empfehlungen für das Umformen und Schweißen von Stahlrohren für den Bau von Fernleitungen, 1. Ausgabe, April 1987, Verlag Stahleisen, Düsseldorf 
[6] Merkblatt DVS 0918:
Unterpulverschweißen von Feinkornbaustählen, Okt. 1988, DVS-Verlag GmbH, Düsseldorf 
[7] DIN 8572, Teil 1 + 2:
Bestimmung des diffusiblen Wasserstoffs im Schweißgut, Teil 1: Lichtbogenhandschweißen, Teil 2: Unterpulverschweißen Deutsches Institut für Normung, März 1981 
[8] Beiblatt zum Stahl-Eisen-Werkstoffblatt 063:
Empfehlungen für das Umformen und Schweißen von Stahlrohren für den Bau von Fernleitungen; Kaltrißsicherheit, 1. Ausgabe, April 1987, Verlag Stahleisen, Düsseldorf 
[9] DIN EN 1011-1: Empfehlung zum Schweißen metallischer Werkstoffe, Teil 1: Allgemeine Anleitungen für Lichtbogenschweißen, Apr. 1198, Beuth Verlag GmbH, Berlin 
[10] Uwer, D. und Höhne, H.:
Ermittlung angemessener Mindestvorwärmtemperaturen für das kaltrißsichere Schweißen von Stählen. Schweißen und Schneiden 43 (1991), Heft 5, S. 282 - 286