Los ciclos de temperatura que se producen durante la soldadura (curva temperatura-tiempo) tienen una influencia decisiva en las propiedades mecánicas del metal de soldadura y de la zona afectada por el calor. A su vez, los ciclos de temperatura dependen de las condiciones de soldadura. Por condiciones de soldadura se entiende una multitud de variables de influencia tales como la tensión del arco, la corriente de soldadura, la velocidad de soldadura, la temperatura de trabajo, el espesor de chapa, el proceso de soldadura y la forma del cordón [1].
La curva temperatura-tiempo que se produce en un punto definido durante el paso del arco consta de una breve fase de calentamiento y de una fase de enfriamiento generalmente mucho más larga. A medida que el arco se aproxima, la temperatura sube rápidamente hasta un valor máximo y luego vuelve a descender tras el paso del arco, disminuyendo de forma constante la velocidad de enfriamiento. Mientras que en el metal de soldadura se alcanzan en todas partes las mismas temperaturas máximas, las distintas zonas de la zona afectada por el calor se calientan hasta valores máximos diferentes; su altura disminuye al aumentar la distancia a la zona de fusión [2].
Las propiedades mecánicas del metal de soldadura vienen determinadas principalmente por su composición química y por la velocidad a la que se enfría desde la fase líquida. Decisivos para los efectos de los ciclos de temperatura de soldadura sobre las propiedades mecánicas en la zona afectada por el calor son la temperatura máxima alcanzada durante la soldadura, el tiempo de permanencia en la zona austenítica superior y la velocidad a la que se produce el enfriamiento desde la zona austenítica [2]. La experiencia demuestra que las temperaturas máximas altas conducen a las condiciones microestructurales y propiedades mecánicas más desfavorables. Por ello, es suficiente considerar los ciclos de temperatura con la temperatura máxima más alta, que se producen inmediatamente adyacentes a la línea de fusión en la zona de grano grueso de la zona afectada por el calor. Su temperatura máxima se sitúa al nivel de la temperatura de fusión del material respectivo. Puede suponerse, por tanto, que las propiedades mecánicas en la zona afectada por el calor vienen determinadas por el proceso de enfriamiento tras el paso del arco.
Para caracterizar los ciclos de temperatura de soldadura se elige generalmente, en lugar de la velocidad de enfriamiento, su valor recíproco, es decir, el tiempo necesario para recorrer un determinado intervalo de temperatura. El tiempo de enfriamiento t8/5 ha demostrado ser una buena elección para tratar cuestiones de material. Es el tiempo necesario, durante el enfriamiento de un cordón de soldadura y de su zona afectada por el calor, para recorrer el rango de temperatura de 800 °C a 500 °C.
A partir de la ecuación diferencial general de la conducción de calor en cuerpos sólidos pueden derivarse ecuaciones que describen el curso de la temperatura en la zona del cordón en función del lugar y del tiempo. Tras la transformación correspondiente, estas ecuaciones son adecuadas para calcular el tiempo t8/5 [3] necesario para enfriar el metal de soldadura y recorrer el rango de temperatura de 800 °C a 500 °C.
Al calcular los tiempos de enfriamiento debe distinguirse entre una disipación de calor tridimensional y bidimensional. Al soldar piezas relativamente gruesas, la disipación de calor es tridimensional. El calor introducido a través del arco puede disiparse en el plano de la pieza y, adicionalmente, en la dirección del espesor de la pieza. Por ello, esto no tiene ningún efecto sobre el tiempo de enfriamiento. Con la disipación de calor bidimensional, en cambio, el flujo de calor se produce exclusivamente en el plano de la pieza. En este caso, el espesor de la pieza es decisivo para la sección transversal disponible para la disipación de calor y, por tanto, tiene una influencia pronunciada en el tiempo de enfriamiento [4].
Al soldar chapas relativamente gruesas (disipación de calor tridimensional), el tiempo de enfriamiento t8/5 se calcula según la siguiente ecuación [5]:
Fórmula (disipación de calor tridimensional):
t8/5 = (6700 - 5 * T0) * Q * [( 1 / (500 - T0)) - (1 / (800 - T0))] * F3
con
- Q: Aporte térmico
- T0: Temperatura de precalentamiento
- F3: Factor de cordón para disipación de calor tridimensional
Por tanto, el tiempo de enfriamiento es proporcional al calor aplicado en el caso de la disipación de calor tridimensional y aumenta con la temperatura de precalentamiento.
Al soldar productos de espesor relativamente pequeño, existe una disipación de calor bidimensional. El tiempo de enfriamiento t8/5 se calcula según la siguiente ecuación [5]:
Fórmula (disipación de calor bidimensional):
t8/5 = (4300 - 4,3 * T0) * 105 * (Q2 / d2) * [( 1 / (500 - T0))2 - (1 / (800 - T0))2] * F2
con
- Q: Aporte térmico
- T0: Temperatura de precalentamiento
- d: Espesor de chapa
- F2: Factor de cordón para disipación de calor bidimensional
El tiempo de enfriamiento para la disipación de calor bidimensional aumenta así con el cuadrado de la energía por unidad de longitud y con la temperatura de precalentamiento, y es inversamente proporcional al cuadrado del espesor de la pieza.
El aporte térmico Q puede calcularse de la siguiente manera [6], [7].
Q = eta * E = eta * (U * I) / v
con
- Q: Aporte térmico
- E: Energía aportada
- eta: rendimiento térmico
- U: Tensión del arco
- I: Corriente del arco
- v: Velocidad de soldadura
Salvo que se especifique otra cosa, el rendimiento térmico de los procesos de soldadura (eta) debe basarse en los valores indicados en la siguiente tabla [5].
| Rendimiento térmico de los procesos de soldadura | |
| Proceso | Factor eta |
| SAW | 1,0 |
| MAW con electrodo revestido | 0,8 |
| Soldadura por arco con gas activo (MAG) | 0,8 |
| Soldadura por arco con gas inerte (MIG) | 0,8 |
| Soldadura por arco con electrodo de tungsteno y gas inerte (TIG) | 0,6 |
El número de tipos de cordón concebibles es tan grande que una aclaración cuantitativa de la influencia de todos ellos sobre el tiempo de enfriamiento requeriría un esfuerzo extremadamente elevado. Por este motivo, la tabla siguiente resume únicamente los factores de cordón para los tipos de cordón más comunes con disipación de calor tridimensional (F3) y bidimensional (F2) [8]. Puede observarse que, especialmente con la disipación de calor bidimensional, los tiempos de enfriamiento de las soldaduras en ángulo son mucho más cortos que los de los cordones de recargue. El valor del factor de cordón depende de la relación entre la energía por unidad de longitud y el espesor de chapa.
| Factores de cordón | ||
| Tipo de cordón | F3 | F2 |
| Cordón de recargue | 1,0 | 1,0 |
| 1.ª y 2.ª soldadura en ángulo en unión en T o en cruz | 0,67 | 0,45 a 0,67 |
| 3.ª y 4.ª soldadura en ángulo en unión en T o en cruz | 0,67 | 0,3 a 0,67 |
| Soldadura en ángulo en unión en esquina | 0,67 | 0,9 |
| Soldadura en ángulo en unión a solape | 0,67 | 0,7 |
| Pasada de raíz de cordones en V (ángulo de abertura 60°, talón 3 mm) | 1,0 a 1,2 | aprox. 1,0 |
| Pasada de raíz de cordones en doble V (ángulo de abertura 50°, talón 3 mm) | 0,7 | aprox. 1,0 |
| Capas intermedias de cordones en V y doble V | 0,8 a 1,0 | aprox. 1,0 |
| Capas de cobertura de cordones en V y doble V | 0,9 a 1,0 | 1,0 |
| Cordón en I, «soldadura posición-contraposición» | - | 1,0 |
Si el espesor de pieza respectivo está próximo al espesor de chapa de transición (véase más abajo), el valor del factor de cordón F2 corresponde al de F3. Cuanto menor sea el espesor de pieza en comparación con el espesor de chapa de transición, más claramente difieren F2 y F3 [4].
El espesor de chapa en la transición de la disipación de calor tridimensional a bidimensional se denomina espesor de chapa de transición dü. Se obtiene igualando las fórmulas para calcular el tiempo de enfriamiento t8/5 para la disipación de calor tridimensional y bidimensional:
dü = [((4300 - 4,3 * T0) / (6700 - 5 * T0)) * 105 * Q * (( 1 / (500 - T0)) + (1 / (800 - T0)))]0,5
con
- Q: Aporte térmico
- T0: Temperatura de precalentamiento
Al calcular los tiempos de enfriamiento, debe tenerse en cuenta que las hipótesis en las que se basan las ecuaciones a menudo no se cumplen exactamente. Por ello, los valores calculados del tiempo de enfriamiento pueden desviarse de los valores reales en torno a un 10 %. El cálculo puede estar afectado por un error mayor en la zona de transición de la disipación de calor bidimensional a tridimensional. En casos críticos se recomienda controlar el tiempo de enfriamiento mediante medición [5].
Literatura:
[1] Degenkolbe, J., Uwer, D., und Wegmann, H. G.:
Kennzeichnung von Schweißtemperaturzyklen hinsichtlich ihrer Auswirkung auf die mechanischen Eigenschaften von Schweißverbindungen durch die Abkühlzeit t8/5 und deren Ermittlung. Thyssen Technische Berichte, Heft 1/85, S. 57 - 73
[2] Uwer, D. und Degenkolbe, J.:
Temperaturzyklen beim Lichtbogenschweißen - Berechnung der Abkühlzeiten. Schweißen und Schneiden, Jahrgang 24 (1972), Heft 12, S. 485 - 489
[3] Uwer, D. und Degenkolbe, J.:
Temperaturzyklen beim Lichtbogenschweißen - Einfluß des Wärmebehandlungszustandes und der chemischen Zusammensetzung von Stählen auf die Abkühlzeit. Schweißen und Schneiden, Jahrgang 27 (1975), Heft 8, S. 303 - 306
[4] Uwer, D.:
Rechnerisches und grafisches Ermitteln von Abkühlzeiten beim Lichtbogenschweißen. Schweißen und Schneiden, Jahrgang 30 (1978), Heft 7, S. 243 - 248
[5] Stahl-Eisen-Werkstoffblatt 088 Beiblatt 2:
Schweißgeeignete Feinkornbaustähle - Richtlinien für die Verarbeitung, besonders für das Schmelzschweißen; Ermittlung der Abkühlzeit t8/5 zur Kennzeichnung von Schweißtemperaturzyklen. 4. Ausgabe, Oktober 1993, Verlag Stahleisen, Düsseldorf
[6] Uwer, D. und Wegmann, H. G.:
Temperaturzyklen beim Lichtbogenschweißen - Einfluß von Schweißverfahren und Nahtart auf die Abkühlzeit. Schweißen und Schneiden, Jahrgang 28 (1976), Heft 4, S. 132 - 136
[7] DIN EN 1011-1: Empfehlung zum Schweißen metallischer Werkstoffe, Teil 1: Allgemeine Anleitungen für Lichtbogenschweißen, April 1998, Beuth Verlag GmbH, Berlin
[8] Uwer, D. und Degenkolbe, J.: Kennzeichnung von Schweißtemperaturzyklen hinsichtlich ihrer Auswirkung auf die mechanischen Eigenschaften von Schweißverbindungen. Stahl und Eisen 97 (1977), Nr. 24, S. 1201 - 1207