La reparación in-situ de los carriles de tranvía mediante soldeo por arco eléctrico es un proceso ampliamente extendido que se utilizar para incrementar la vida útil en servicio de los carriles. Sin embargo, las nuevas resinas poliméricas empleadas en los embebidos de estas vías limitan las temperaturas que se pueden alcanzar en la reparación, ya que por encima de 170 ºC, la mayoría de estos polímeros se degradan. Por esta razón, es necesario desarrollar un proceso de soldeo rápido, seguro y económicamente viable, que al mismo tiempo garantice que los carriles no superan dicha temperatura en la superficie de contacto citada. En este estudio, se realizó la reparación de un acero de carril R290V (aleado con vanadio) mediante la deposición de un metal de aporte inoxidable mayoritariamente austenítico a través de un proceso de soldeo por arco eléctrico e hilo tubular (FCAW). El procedimiento de soldeo aplicado se ha diseñado y validado mediante simulación numérica por elementos finitos, habiéndose demostrado la posibilidad de realizar el recargue “in situ” del carril de tranvía sin que en la región del embebido se superen 140 ºC y sin que se forme martensita en ningún punto de la Zona Afectada Térmicamente (ZAT).
El crecimiento de la población mundial y su masificación en las grandes ciudades exige el desarrollo de unos transportes públicos eficientes que permitan desplazar al mayor número de personas con el menor impacto medioambiental posible. Para el año 2050, se estima que el 70% de la población mundial se concentrará en grandes ciudades (Cho,
Con el desarrollo de los tranvías, es necesario mejorar en paralelo las propiedades de los carriles que constituyen la vía (Pacyna,
Con la incorporación de los nuevos aceros de carril aleados con vanadio, no solo es posible incrementar la vida útil de los carriles frente al desgaste, sino que también se mejora su soldabilidad, ya que permiten mantener los mismos niveles de dureza en la superficie de rodadura utilizando composiciones químicas con un menor porcentaje de carbono (ArcelorMittal,
En este estudio se utilizó el nuevo grado de acero de carril de tranvía aleado con vanadio desarrollado por la compañía ArcelorMittal y cuya denominación comercial es R290V. Siguiendo las recomendaciones de trabajos previos (Sandor
Las composiciones químicas de los metales base (R290V) y de aporte (15CrMn) se recogen en la
Composición química del acero base y del aporte (% en peso)
Metal | Matriz | C | Si | Mn | Cr | Ni | Mo | V |
---|---|---|---|---|---|---|---|---|
15CrMn | Austeno-Martensítica | 0,3- 0,4 | 0,5- 0,7 | 13,5- 13,8 | 15,0- 16,0 | 1,6- 1,8 | 0,7- 0,8 | 0,6- 0,7 |
R290V | Perlítica | 0,5- 0,6 | 0,3- 0,5 | 0,9- 1,1 | <0,15 | - | - | 0,1- 0,2 |
Se utilizó la geometría del carril 54 G1 (41 GPU) de acuerdo a la normativa UNE-EN 14811 (
Diseño del mecanizado utilizado para simular el daño debido al desgaste en curva del carril de tranvía 54G1.
En la ejecución de esta reparación “in situ” es muy importante destacar la limitación que existe en cuanto a la temperatura máxima que se permite alcanzar en el embebido plástico que rodea al carril, que normalmente debe fijarse en 150-170 ºC, ya que en caso contrario el embebido se degradaría desprendiendo además unos humos tóxicos muy contaminantes (
Ejemplo de la región sensible a la temperatura de un embebido polimérico en un carril de tranvía.
En la reparación se llevó a cabo el control de la temperatura en la superficie del recargue y en la superficie de éste en contacto con el embebido. Con este fin, en primer lugar, se taladraron 6 agujeros de 4 mm de diámetro y 15 mm de profundidad en uno de los laterales de la cabeza del carril (
Distribución de los agujeros en donde se situaron los termopares de contacto.
Disposición de los termopares en el carril recargado. En línea continua se sitúa la localización de los termopares de contacto y en línea discontinua la de los termopares soldados.
Para el precalentamiento de la muestra se utilizó un equipo de precalentamiento con llama alimentado mediante propano. Se estableció una temperatura de precalentamiento de 100 ºC en la zona próxima a la superficie de soldeo, lo que suponía un calentamiento de la zona en contacto con el embebido de en torno a 60 ºC.
Una vez realizado el proceso experimental de recargue del carril, se extrajeron dos lajas transversales, la primera de una sección donde se había situado uno de los agujeros que contenía un termopar de contacto (
Macrografías extraídas de la región en donde se situaba (a) un termopar de contacto y (b) un termopar soldado.
Para la evaluación de la dureza se realizaron dos cadenas localizadas a 1 mm de la superficie del carril en las regiones de inicio y fin del recargue (líneas LI y LII indicadas en la
Disposición de los perfiles de dureza (LI y LII) realizados sobre el carril recargado y reperfilado.
Para la simulación numérica del proceso de recargue se utilizó un software de elementos finitos SYSWELD. Se realizaron varias simulaciones en 2 y 3 dimensiones utilizando diferentes parámetros de soldeo y temperaturas de precalentamiento.
Se utilizó un modelo de fuente de calor basado en dos elipsoides combinados (Goldack
mientras que, en la parte posterior al paso de la fuente de calor, éste se expresa mediante la
siendo a, b y c las dimensiones de los semiejes del elipsoide, v la desviación típica, τ el factor de retardo necesario para definir la posición de la fuente para un tiempo t igual a 0, y fr y ff unos factores que fraccionan el calor en el frente y tras el elipsoide y cuya suma es igual a 2. A partir de las macrografías expuestas en la
Por otro lado, las propiedades físicas del acero constitutivo del carril R290V (conductividad térmica, calor específico y coeficiente de dilatación térmica), variables con la temperatura, que se han utilizado en estos cálculos, se han obtenido con la ayuda del software de simulación JMatPro.
Definidos unos parámetros de soldeo iniciales extraídos de la bibliografía (Sandor y Ramsey,
Parámetros de soldeo utilizados en las simulaciones iniciales
Cordón | Velocidad, cm·min-1 | Voltaje, V | Intensidad, A | Aporte térmico, J·mm-1 |
---|---|---|---|---|
1 | 90 | 31-32 | 240-250 | 510 |
2 |
86 | 31-32 | 240-250 | 540 |
4 |
83 | 31-32 | 240-250 | 560 |
6 |
76 | 31-32 | 240-250 | 610 |
8 |
70 | 31-32 | 240-250 | 660 |
10 |
65 | 31-32 | 240-250 | 710 |
12 |
60 | 31-32 | 240-250 | 770 |
14 | 45 | 31.5-32 | 250-260 | 1040 |
Mallado utilizado en las simulaciones numéricas iniciales de la ZAT del recargue. Las flechas indican los puntos de medida sobre los que se controló que la temperatura no superase 170 ºC.
Tras las simulaciones preliminares se puso de manifiesto que, con los parámetros de soldeo teóricos utilizados en las simulaciones anteriores, no era posible llenar completamente la junta, ya que el rendimiento del proceso era inferior a uno, en virtud de las pérdidas térmicas siempre existentes en la realidad, por lo que se tuvo que incrementar el número de cordones, para depositar 20 cordones en 7 capas, incluyendo el cordón final de revenido (
Distribución de los cordones de recargue en la simulación final de la reparación.
Los parámetros de soldeo utilizados (número de cordones, velocidad de avance, voltaje, intensidad y aporte térmico) tanto en las pruebas experimentales como en estas simulaciones (ESAB,
Parámetros de soldeo utilizados en las simulaciones finales
Cordón |
Vsoldeo, cm·min-1 | Intensidad, A | Voltaje, V | Aporte Térmico, J·mm-1 | |
---|---|---|---|---|---|
1a capa | 1 | 70 | 115-130 | 31,2-31,6 | 262-300 |
2 | 60 | 123-167 | 29,1-30,2 | 304-428 | |
3 | |||||
4 | |||||
2a capa | 5 | 60 | 145-183 | 28,6-29,9 | 353-465 |
6 | |||||
7 | |||||
8 | |||||
3a capa | 9 | 55 | 190-213 | 28,7-29,4 | 506-581 |
10 | |||||
11 | |||||
4a capa | 12 | 50 | 177-202 | 29,2-29,8 | 527-558 |
13 | |||||
14 | |||||
5a capa | 15 | 45 | 160-185 | 29,6-30,4 | 537-637 |
16 | 55 | 170-200 | 29,5-30,3 | 465-562 | |
17 | |||||
6a capa | 18 | 40 | 180-210 | 29,1-29,8 | 668-798 |
19 | |||||
7a capa | 20 | 40 | 170-220 | 28,9-30,4 | 627-853 |
véase la
En estas simulaciones se midió también la evolución de la temperatura durante el proceso completo de recargue en los mismos nodos en los que se habían colocado los termopares (
Se comenzó utilizando un tiempo de espera entre cordones de 60 segundos, con los parámetros de soldeo que se habían indicado en la
Distribución de las temperaturas máximas alcanzadas en el carril con la deposición de 14 cordones, sin precalentar (20 ºC), con una espera de 300 s entre cada cordón. El círculo rojo indica la región en dónde se midió la máxima temperatura en la zona de contacto con el embebido.
Secuencia de tiempos optimizada para el recargue de un carril de 4 metros
Nº Cordón | t0 (min) | tw (min) | tnp (min) | |
---|---|---|---|---|
1 | 0 | 4,5 | 0,5 | |
2 | 5 | 4,6 | 0,5 | |
3 | 10,1 | 4,6 | 0,5 | |
4 | 15,2 | 4,8 | 0,5 | |
5 | 20,5 | 4,8 | 0,5 | |
6 | 25,8 | 5,2 | 0,5 | |
7 | 31,6 | 5,2 | 0,5 | |
8 | 37,4 | 5,7 | 0,5 | |
9 | 43,6 | 5,7 | 4,3 | |
10 | 53,6 | 6,2 | 0,5 | |
11 | 60,3 | 6,2 | 4 | |
12 | 70,2 | 6,7 | 0,5 | |
13 | 77,4 | 6,7 | 3 | |
14 | 87,4 | 8,9 | - | ttotal = 96 min |
Con la secuencia de pasadas optimizada definida, se consiguió que la temperatura máxima en la superficie de la cabeza del carril al completar el proceso de recargue no superase 160 ºC (
Distribución de la temperatura en el carril tras depositar 14 cordones con los tiempos de espera definidos en la
En la
Tiempo inicial (to), tiempo de soldeo (tw) y tiempo entre pasadas (ti) medidos experimentalmente en cada pasada. Tiempo total del proceso completo de recargue de 1 m de carril (ttotal).
15CrMn | Cordón 1 | Cordón 2 | Cordón 3 | Cordón 4 | Cordón 5 | Cordón 6 | Cordón 7 | Cordón 8 | Cordón 9 | Cordón 10 |
---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
to (s) | 2055 | 2457 | 2855 | 3079 | 3662 | 4504 | 4932 | 5173 | 5463 | 6605 |
tw (s) | 92 | 155 | 104 | 117 | 107 | 131 | 108 | 105 | 122 | 122 |
ti (s) | 310 | 243 | 120 | 466 | 735 | 297 | 133 | 185 | 1020 | 148 |
to (s) | 6875 | 7291 | 7798 | 8247 | 8711 | 9624 | 10247 | 10907 | 11482 | 12287 |
tw (s) | 120 | 120 | 148 | 140 | 143 | 160 | 111 | 175 | 175 | 175 |
ti (s) | 296 | 387 | 301 | 324 | 770 | 463 | 549 | 400 | 630 | - |
ttotal= 12462 s =207,7 min |
Para la validación de las simulaciones, se compararon los ciclos térmicos medidos experimentalmente con los diferentes termopares con los ciclos térmicos calculados numéricamente en los nodos correspondientes.
A modo de ejemplo, en la
Ejemplo de la evolución de la temperatura en función del tiempo medido en el termopar T4 soldado a la superficie de contacto con el embebido (a) y su correspondiente simulación numérica (b).
Máximas temperaturas medidas en la superficie del carril en contacto con el embebido en las pruebas experimentales y en las simulaciones numéricas (Termopar T4, véase
Experimental ºC | Simulación ºC | Error Relativo % | Experimental ºC | Simulación ºC | Error Relativo % | ||
---|---|---|---|---|---|---|---|
Cordón 1 | 89 | 78 | 12,4 | Cordón 11 | 104 | 112 | 7,7 |
Cordón 2 | 81 | 87 | 7,4 | Cordón 12 | 119 | 128 | 7,6 |
Cordón 3 | 87 | 84 | 3,4 | Cordón 13 | 107 | 119 | 11,2 |
Cordón 4 | 88 | 98 | 11,4 | Cordón 14 | 100 | 120 | 20,0 |
Cordón 5 | 103 | 100 | 2,9 | Cordón 15 | 112 | 140 | 25,0 |
Cordón 6 | 88 | 82 | 6,8 | Cordón 16 | 87 | 116 | 33,3 |
Cordón 7 | 101 | 91 | 9,9 | Cordón 17 | 84 | 105 | 25,0 |
Cordón 8 | 103 | 107 | 3,9 | Cordón 18 | 104 | 128 | 23,1 |
Cordón 9 | 135 | 133 | 1,5 | Cordón 19 | 102 | 127 | 24,5 |
Cordón 10 | 94 | 94 | 0,0 | Cordón 20 | 102 | 121 | 18,6 |
Error relativo medio | 12,8% |
Tal y como se puede observar en la
Perfiles de dureza medidos en las localizaciones LI (ZAT superior) y LII (ZAT inferior), de acuerdo con el esquema de la
Sobre las mismas muestras en las que se realizaron las medidas de dureza, se realizó también la caracterización microestructural. La microestructura de la ZAT inferior está compuesta principalmente por perlita, con un tamaño de grano muy fino, G13 (
Micrografía de la ZAT inferior (a) y de la ZAT superior (b), 500x.
Micrografía del acero base (a) y del metal de aporte (b), 500x.
Las principales aportaciones del trabajo realizado se pueden resumir en las siguientes conclusiones:
Se ha demostrado la posibilidad de realizar la reparación “in situ” de un acero de carril de tranvía R290V desgastado, mediante la deposición de un metal de aporte mayoritariamente austenítico, con un proceso de soldeo por arco eléctrico e hilo tubular utilizando una temperatura de precalentamiento inferior a 100 ºC y sin alcanzar una temperatura superior a 150 ºC en el embebido plástico que rodea la cabeza del carril.
Las durezas obtenidas en las ZATs del acero base presentan una dureza inferior a 400 HV, no observándose microestructuras martensíticas. A este respecto, resulta de vital importancia el adecuado diseño de la secuencia de pasadas que garantice una velocidad de enfriamiento adecuada para evitar microestructuras frágiles y el uso de una pasada final de sobrerevenido que se eliminará en una operación de mecanizado final.
Se ha logrado una buena correlación entre las medidas experimentales de los ciclos térmicos y las obtenidas mediante las simulaciones numéricas. De este modo la simulación numérica del proceso de soldeo permite predecir de modo fiable las temperaturas que se alcanzan en la región del embebido y ajustar la secuencia de pasadas o los parámetros de soldeo con objeto de evitar temperaturas excesivas en esta región.
Esta investigación ha sido financiada con la ayuda a empresas para la realización de Doctorados Industriales: “Oviedo Siembra Talento”, destinadas a la contratación de estudiantes de Programa de Doctorado impartidos en la Universidad de Oviedo, financiados por el ayuntamiento de Oviedo. El autor agradece y aprecia la contribución de Josef Tec de la empresa ESI GROUP por sus consejos e indicaciones sobre el SYSWELD y a Felipe Álvarez de la fundación IDONIAL por la ayuda prestada en la caracterización experimental.