ES2601083T3

ES2601083T3 - Procedimiento de soldadura por arco con doble flujo gaseoso, con flujo central que contiene argón e hidrógeno y el flujo de recubrimiento que comprende argón y dióxido de carbono

Info

Publication number: ES2601083T3
Application number: ES10708272.9T
Authority: ES
Inventors: Sébastien Gadrey; Jean-Pierre Planckaert
Original assignee: LAir Liquide SA pour lEtude et lExploitation des Procedes Georges Claude
Current assignee: LAir Liquide SA pour lEtude et lExploitation des Procedes Georges Claude
Priority date: 2009-02-11
Filing date: 2010-02-03
Publication date: 2017-02-14
Anticipated expiration: 2030-02-03
Also published as: CA2749830A1; US9868173B2; WO2010092279A1; FR2941880A1; CN102317025B; US20110290772A1; JP2012517352A; CA2749830C; EP2396137B1; JP5797560B2; EP2396137A1; CN102317025A; FR2941880B1

Abstract

Procedimiento de soldadura por arco eléctrico que aplica un soplete de soldadura con arco provisto de un electrodo, en el que se libera un flujo de gas central por contacto con el electrodo y se libera un flujo de gas anular periféricamente a dicho primer flujo de gas, caracterizado por que el flujo de gas central está constituido únicamente por argón e hidrógeno (H2), estando el contenido de hidrógeno comprendido entre 2 y 8% en volumen, y el flujo de gas de recubrimiento está constituido únicamente por argón y 1,8 a 3% en volumen de dióxido de carbono (CO2).

Description

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DESCRIPCION

Procedimiento de soldadura por arco con doble flujo gaseoso, con flujo central que contiene argon e hidrogeno y el flujo de recubrimiento que comprende argon y dioxido de carbono

La invencion se refiere a un procedimiento de soldadura por arco electrico mediante un soplete de soldadura por arco provisto de un electrodo y un doble flujo de composicion que permite evitar o al menos minimizar el fenomeno de "humping'.

El documento B.J. Bradstreet, Effect of surface tension and metal flow on weld bead formation, Welding Journal, 1968, vol. 47, n° 7, pp. 314-322, trata del fenomeno llamado de protuberancia o "humping' (en ingles) en soldadura MIG, mientras que el documento U. GRATZKE et al.. Theoretical approach to the humping phenomenon in processes, J. Phys. D. Appl. Phys., 1992, vol. 25 pp. 1640-1647 muestra la existencia de este fenomeno en soldadura TIG, en arco sumergido, en soldadura laser y en soldadura de haz de electrones.

Las soldaduras que sufren "humping' parecen presentar inicialmente morfologfas aleatorias. No obstante, una observacion detallada muestra que se pueden definir dos tipos de morfologfas, es decir:

- morfologfa de tipo region hueca o "gouging region morphology' (GRM),

- y morfologfa de tipo cilindro perlado o "beaded cylinder morphology' (BCM).

Existen soldaduras que pueden presentar simultaneamente caractensticas de estas dos morfologfas aunque esto sea bastante raro.

Hay cuatro teonas que intentan explicar la aparicion de las protuberancias o "humping". Entre ellas, algunas apuntan espedficamente a explicar un tipo de morfologfa del defecto. Asf, el modelo del vortice o torbellino y el efecto del arco tienen como objetivo la morfologfa de tipo GRM, y el modelo de inestabilidad capilar tiene como objetivo la de tipo BCM, mientras que la aproximacion "Marangoni" no define morfologfa de aplicacion.

Mas precisamente, el modelo de Marangoni, descrito por K.C. Mills et al, Factors affecting variable weld penetration, International Materials Reviews, 1990, vol. 45, n° 4, pp. 185-216, que examina los factores que afectan la penetracion de soldadura, sugiere que el "humping' y los conductos podnan ser atribuidos a fuerzas de Marangoni creadas en el bano de soldadura.

Ademas, el modelo del "vortice" o torbellino, descrito por M.L. Lin et al, Influence or arc pressure on weld pool geometry, Welding Journal, 1985, vol. 64, n° 6, 163-169, esta basado en un modelo de arco de torbellinos para explicar el aumento de la penetracion observada durante la soldadura TIG de corriente de gran potencia.

Segun el modelo de la inestabilidad capilar, el fenomeno de "humping' esta basado en la teona de Lord Rayleigh sobre la inestabilidad capilar de un cilindro lfquido libre de pequeno diametro que, cuando esta suspendido en el vado, es inestable y se separa en pequenas gotas.

Finalmente, segun el modelo de influencia del arco, durante el funcionamiento normal de una instalacion de soldadura por arco de tipo MIG o TIG, existe un balance de presiones entre el arco y el bano. A corrientes elevadas, las fuerzas de las estelas del plasma son suficientemente grandes para desplazar la mayona del metal en fusion detras del arco. El balance de fuerzas escrito por P.F. Mendez et al., Penetration and deffect formation in high current arc welding, Welding Journal, 2003, vol. 82, n° 10, pp. 296-306, establece una lmea de transicion que marca el paso de la region hueca a la region de continuacion.

Se han propuesto varias soluciones para intentar evitar este fenomeno de "humping' en soldadura TIG y mejorar asf las prestaciones del procedimiento, en particular en soldadura TIG automatica.

De hecho, las velocidades de avance, es decir de soldadura, aplicadas en soldadura TIG automatica a menudo estan limitadas por la presencia de defectos. Un lfmite de productividad impuesto por el "humping' se puede representar como en la figura 1.

La figura 1 que se extrae del documento W. Savage, et al., Effect of arc force on defect formation in GTA welding, Welding Journal, 1979, vol. 58, n° 7, pp. 212-224, representa la velocidad de soldadura (en ordenadas expresada en cm/min) en funcion de la corriente de soldadura (en abscisas expresada en A). Tal como se ve, muestra los lfmites de aceptacion de los cordones de soldadura en terminos de velocidad de soldadura que se puede alcanzar para una corriente dada. La lmea continua une diferentes puntos de funcionamiento donde aparece el fenomeno de "humping'. La lmea discontinua corresponde al lfmite de aparicion de otro defecto, es decir de los "conductos". Entre estas dos lmeas existe una zona de productividad donde los cordones estan exentos de estos defectos. Para aumentar la productividad de un procedimiento de soldadura, conviene por lo tanto desplazar el lfmite de aparicion del "humping' para aumentar el area de productividad.

Para ello, se ha propuesto mejorar el control de transferencia de la energfa a la pieza y aumentar la superficie de la pieza sometida a los flujos de calor del arco TIG mediante una desviacion u oscilacion magnetica del arco. En

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efecto, segun la ley de Laplace, el arco situado entre los dos polos de un circuito magnetico de una bobina sufre la accion de una fuerza F que tiene tendencia a desplazarlo. Si la corriente I en la bobina esta invertida, la induccion creada entonces cambia de sentido y ello invierte el sentido del desplazamiento del arco.

Sin embargo, esta solucion no es plenamente satisfactoria ya que no permite obtener mejoras de la productividad en soldadura TIG automatica. En efecto, para conservar una penetracion correcta a velocidades elevadas, es decir de aproximadamente 2 m/min, es necesario aplicar una intensidad de soldadura alta, es decir de 250 a 300 A, para mantener la energfa aportada por unidad de superficie. Ahora bien, cuanto mas se aumente la intensidad de soldadura, mas aumenta la componente axial de la fuerza de Lorentz ejercida sobre el arco por el campo B que ha creado y entonces se obtiene un arco considerado mas ngido. Por consiguiente resulta mas diffcil desplazar el cono de arco debido a la tension creada por la bobina.

Por otra parte, tal como muestra B. Keen et al., Effects of interaction between surface active elements on the surface tension of iron", Canadian Metallurgical Quarterly, 1982; vol. 21; n° 4; pp. 393-403; C. Heiple et al., Mechanism for minor element effects on GTA fusion zone geometry, Welding Journal, abril 1982, pp. 97-102; y The effect of trace elements on TIG weld penetration; en Proceedings of TWI international conference: The effects of residual, impurity and micro-alloying elements on weldability and weld properties; Londres, Inglaterra; 15-17 de noviembre de 1983, en numerosos casos, los flujos de metal lfquido, la transferencia de calor y la forma de la soldadura asf como sus propiedades estan significativamente influenciadas por la conveccion de Marangoni. La presencia de un elemento tensioactivo, tal como el S o el O, en el bano de soldadura altera la tension de superficie del disolvente. En efecto, los elementos tensioactivos cambian la dependencia de la tension de superficie a la temperatura (dY/dT) de un valor negativo para los disolventes puros a un valor positivo para los sistemas binarios. Este cambio en el signo de (dY/dT) tiene un impacto en los sistemas.

De aqm, es posible influenciar la forma del cordon jugando con la naturaleza y la cantidad de elementos tensioactivos aportados en el bano, por medio de un hilo fusible que contiene estos elementos, de forma que se provoque una inversion del sentido de circulacion del metal en fusion en el bano de soldadura, sabiendo que esto apareda en los aceros en presencia de pequenas cantidades de tensioactivos.

Esta solucion se habfa considerado para paliar los defectos del procedimiento con flujo denominado "A-TIG". La obtencion del efecto activante para el flujo es innegable, su inconveniente es que exige una operacion suplementaria de preparacion, es decir el deposito del flujo. Ademas, siendo la zona preparada de una superficie superior a la del cordon, la cantidad de producto consumida es mucho mayor que la que es efectivamente necesaria. La utilizacion de un hilo de aporte tubular podna permitir paliar estos defectos llevando los constituyentes activos en continuo en el momento mismo de la soldadura por medio de este hilo. La supresion de la operacion de preparacion, deposito del flujo con pincel puede ser apreciable. Sin embargo, los ensayos han mostrado que el aporte de hilo provoca tensiones operatorias no desdenables, en particular las bajas velocidades de hilo inducen problemas de devanado. Lo mismo que con el flujo depositado en superficie, la utilizacion de los hilos acelerados necesita tensiones bajas y por lo tanto arcos cortos. La dificultad esta entonces en posicionar correctamente el hilo en el bano. Por lo tanto, la aplicacion de este procedimiento no es facil y la reproducibilidad de los resultados, para parametros identicos, no se ha demostrado ya que la posicion del hilo respecto al electrodo y al bano influye en los parametros necesarios para la obtencion de la penetracion.

En soldadura TG monoflujo, una optimizacion de los parametros ffsicos de soldadura, tal como el angulo de afilado del electrodo, la naturaleza del gas de proteccion o la inclinacion del soplete puede permitir, en algunos casos, alcanzar un ligero desplazamiento de la velocidad de aparicion del "humping' pero la ganancia es de muy poca magnitud.

Asf, una utilizacion de hidrogeno o de helio como gas de proteccion en soldadura TIG mono-flujo de gas, en lugar de argon, no permite aumentar la velocidad lfmite de aparicion del "humping' en configuracion lmea de fusion. Estos gases permiten unicamente ampliar la zona de influencia de calor y obtener un bano mas fluido gracias a la conductividad termica elevada de estos gases.

Sin embargo, la presion magnetica ejercida sobre el bano tambien aumenta ya que asiste a un estrechamiento de la distribucion de las lmeas de corriente debido a que el potencial de ionizacion de estos gases es mas elevado que el del argon. Esto se traduce entonces en una depresion mas marcada bajo el arco del bano de soldadura. Ello corresponde a un rechazo del bano hacia atras mas pronunciado y lleva a desplazar las condiciones de aparicion del "humping' a otro punto de equilibrio entre presion electromagnetica del arco y presion hidrostatica del bano.

Por otra parte, W. Savage et al., Effect of arc force on defect formation in GTA welding, Welding Journal, 1979, vol. 58, n° 7, pp. 212-224, describe la utilizacion en soldadura TIG de doble-flujo de una mezcla argon-O2 en gas periferico para permitir una mejor penetracion.

Sin embargo, esta solucion tampoco es ideal ya que si la accion de constriccion neumatica del arco, que resulta del doble flujo de gas, permite aumentar la penetracion y por lo tanto aumentar el volumen de metal fundido a igual anchura de cordon, ello se acompana de un aumento de velocidad lfmite constatada poco importante.

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Ademas, cuando el gas periferico o anular contiene O2, se obtienen resultados muy diferentes en terminos de mejora de la velocidad Kmite. Estas diferencias de comportamiento se pueden explicar por variaciones a nivel de las composiciones de las chapas de acero soldadas. En efecto, los elementos S y O presentes en los aceros tienen un efecto tensioactivo y el optimo en O es dependiente necesariamente del contenido de S. Si el contenido de S es tal que (dY/dT) ya es positivo, el aporte de O no tiene como efecto el incremento de la temperatura To. El punto de inversion de los flujos de conveccion se acerca por lo tanto al centro.

Sin embargo, el efecto benefico no es de la misma magnitud que con un paso de negativo a positivo de (dY/dT).

Ademas, S y O combinan sus efectos pero en realidad, se trata de S y O "solubles", es decir que no estan ligados a otro elemento en forma de un compuesto qmmico ya que si fuese el caso, ya no tienen influencia sobre la tension de superficie. Por lo tanto, conviene distinguir los elementos tensioactivos (azufre, oxfgeno, selenio y teluro), los elementos reactivos que van a capturar en forma de compuestos uno u otro de los elementos

tensioactivos y van a reducir por lo tanto el contenido de este elemento en el estado soluble (ej.: Al para el

oxfgeno, calcio, cerio o lantano para el azufre) y los elementos neutros.

En el caso del oxfgeno, hay que prestar una atencion particular al aluminio ya que el aluminio se utiliza como desoxidante durante la elaboracion del acero y el residuo puede variar mucho segun las coladas y las practicas de acerista elaborador.

Esto hace que sea imposible cualquier industrializacion de este metodo ya que no es posible en la practica controlar el contenido de oxfgeno del gas utilizado en funcion de la cantidad que se va a transferir al bano en forma libre.

Por otra parte, se conoce del documento JP-A-2000237875 un procedimiento de soldadura por arco electrico TIG, segun el preambulo de la reivindicacion 1, y que aplica un flujo de gas central formado por argon e

hidrogeno y un flujo de gas de recubrimiento formado por argon y aire.

Finalmente, el documento US-A-5821493 muestra un procedimiento de soldadura tubrida laser-TIG de piezas revestidas, en particular piezas revestidas, en particular piezas revestidas de zinc.

El problema que se plantea es por consiguiente el de poder eliminar los defectos ligados al "humping' y hacer que sean alcanzables mayores velocidades de avance en soldadura TIG automatica del acero, en particular velocidades de al menos 2 m/min.

La solucion es un procedimiento de soldadura por arco electrico que aplica un soplete de soldadura por arco provisto de un electrodo, tal como se ha definido en la reivindicacion 1, en el que un flujo de gas central se libera en contacto con el electrodo y un flujo de gas anular se libera perifericamente, es decir de forma anular, a dicho primer flujo de gas, estando constituido el flujo de gas central unicamente por argon e hidrogeno (H2), estando comprendido el contenido de hidrogeno entre 2 y 8% en volumen, donde el flujo de gas de recubrimiento esta constituido unicamente por argon y por 1,8 a 3% en volumen de dioxido de carbono (CO2).

Segun el caso, el procedimiento de la invencion puede comprender una o varias de las siguientes caractensticas:

- el soplete de soldadura por arco esta provisto de un electrodo no fusible de wolframio; por lo tanto se trata de un soplete TIG,

- el flujo de gas central contiene al menos 3% en volumen de H2,

- el flujo de gas central contiene como maximo 7% en volumen de H2,

- se sueldan una o varias piezas de acero, principalmente de acero inoxidable o de acero al carbono, en particular los aceros revestidos con una capa de superficie de zinc, de aluminio o de cualquier otro material destinado a prevenir la corrosion del acero considerado.

-la o las piezas que se van a soldar se eligen entre los formatos soldados.

- se suelda a una velocidad de al menos 2 m/min,

- el soplete se instala en una instalacion de soldadura automatica o automatizada,

- las mezclas gaseosas contienen impurezas inevitables.

La presente invencion se va a comprender mejor ahora gracias a los ejemplos comparativos siguientes, dados a modo ilustrativo.

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Ejemplos

Para intentar resolver el problema de "humping' o de protuberancias, en el marco de la presente invencion, se han estudiado los flujos de metal y la formacion del cordon de soldadura en presencia de varios gases o mezclas gaseosas diferentes en soldadura TIG de doble flujo automatica.

En particular, se ha ensayado la accion conjugada de un flujo de gas central formado por una mezcla de Ar/H2 y un flujo de gas anular formado por una mezcla de Ar/CO2 para aumentar la velocidad de soldadura. Este acoplamiento se ha elegido con cuidado para beneficiarse de las caractensticas de cada componente para obtener los efectos deseados.

Asf, el argon facilita el cebado del arco y lo estabiliza gracias a su baja energfa de ionizacion de 15,8 eV a comparar con 24,6 eV necesarios para el helio.

El hidrogeno se anade para aumentar la energfa del arco. Siendo H2 una molecula diatomica, su presencia en la mezcla gaseosa va a aumentar el aporte de calor a la chapa gracias a la energfa liberada durante la recombinacion (4,5 eV/molecula). Ademas, la conductividad termica mas elevada del hidrogeno aumenta tambien la temperatura del bano.

A altas temperaturas, es decir mas de 5.000 K, el 97% molar del CO2 del flujo de gas anular esta disociado en el arco segun la ecuacion : CO2 ^ CO + 1/2 O2, que conduce a la formacion de oxfgeno. Ahora bien, el oxfgeno es un elemento tensioactivo, su presencia en el metal fundido rebaja la tension de superficie del metal. Asf, el documento B. Keene, Review of data for the surface tension of iron and its binary alloys, International Materials Reviews, 1988, vol. 33, n° 1, pp. 1-37, da para la mezcla binaria Fe-O, la relacion: YFe-o = YFe - 7490[at.-%0]. Por lo tanto, el oxfgeno formado va a fluidificar el bano.

La figura 2 ilustra las conductividades termicas (en ordenadas) de los componentes de las mezclas gaseosas de proteccion en funcion de la temperatura (en abscisas). La conductividad termica se define como la velocidad a la que se propaga el calor por conduccion a traves de una superficie unidad, normal a la direccion del flujo de calor, y ello por unidad de longitud y unidad de diferencia de temperatura. Controla por lo tanto la transferencia de calor por conduccion y tiene un impacto sobre la morfologfa del cordon, la temperatura del bano de soldadura y el mojado.

Se puede observar en la figura 2 que el helio y el hidrogeno tienen conductividades termicas mas elevadas que la del argon y permitiran obtener arcos mas energeticos.

La Tabla 1 siguiente da las composiciones (% en volumen) de los diferentes gases G1 a G9 que se han ensayado en soldadura TIG de doble flujo.

Tabla 1

% en volumen: Ar H2 He CO2 O2 (no incluido en la presente invencion)

G1: 100 / / / /

G2: 98 2 / / /

G3: 95 5 / / /

G4: 99 / / 1 /

G5: 98 / / 2 /

G6: 95 / / 8 /

G7: 99 / / / 1

G8: 98,5 / / / 1,5

G9: 80 20 / /

La tabla 2 siguiente reune los resultados obtenidos en terminos de velocidad de soldadura (Vs) lfmite antes de la aparicion del fenomeno de "humping' en piezas de acero A42 con un espesor de 1,5 mm, utilizando un soplete automatico de soldadura TIG de doble flujo clasico provisto de un electrodo no fusible afilado de 3,2 mm de

diametro de wolframio con cerio de tipo W-2%CeO2, con altura de arco de aproximadamente 2 mm e intensidad de soldadura del orden de 200 A y utilizando diferentes asociaciones de gas G1 a G9.

Tabla 2

Ensayo n°: 1(*) 2(*) 3(*) 4(*) 5(*) 6(*) 7(*) 8(*) 9(*) 10(*) 11 12(*) 13(*) 14(*)

Gas central: G1 G2 G5 G9 G1 G1 G1 G1 G1 G3 G3 G3 G3 G3

Gas anular: G1 G1 G1 G1 G4 G5 G6 G7 G8 G4 G5 G6 G7 G8

Vs max (cm/min): 200 200 230 220 220 250 220 250 240 250 300 220 300 240

(*) - no incluido en la presente invencion

5 Se deduce de la Tabla 2 que el par G3/G5 (ensayo 11) segun la invencion presenta las mejores prestaciones tanto en terminos de aumento de velocidad como de limitacion de los oxidos presentes en superficie. De hecho, con estas asociaciones particulares de gas, existe un efecto tensioactivo acoplado a un aumento de volumen de metal fundido y a una elevacion de la temperatura del bano, lo que va en el sentido de un refuerzo de la conveccion de Marangoni ya que esta se dirige entonces hacia el centro del cordon. En consecuencia, se forma 10 un equilibrio de las presiones en la zona de transicion que se modifica ya que la presion del bano de soldadura ha aumentado. El bano presenta una mejor aptitud al mojado ya que las zonas secas se recubren mas rapidamente. Finalmente, el bano mas caliente se solidifica mas lentamente.

Estos ensayos 11 y 13 confirman por lo tanto el interes de trabajar con un contenido de CO2 muy inferior a aproximadamente 3% (siendo el resto de argon), preferentemente un contenido de CO2 inferior al 2,5%, 15 ventajosamente contenidos del orden del 2% de CO2, asociados a un flujo central de argon y de hidrogeno entre 2 a 8%, preferentemente un contenido de H2 entre 4 y 7%, ventajosamente del orden de 5% de H2.

En efecto, tal como lo muestran los ensayos 12 y 14, la utilizacion de gases anulares demasiado fuertemente cargados de oxidante, provoca una degradacion de las prestaciones por la aparicion de una pelfcula de oxido sobre las piezas soldadas. Ahora bien, esta pelfcula de oxidos se opone al efecto tensioactivo por una elevacion 20 de la viscosidad, incluso conduce a una aparicion de manchas negras mas o menos grandes sobre los cordones de soldadura.

Para evitar estos fenomenos nefastos, se evita utilizar como gas anular, una mezcla gaseosa demasiado fuertemente oxidante.

Por tanto, segun la invencion, se limita el contenido de CO2 al 3%, incluso a menos del 2,5% de CO2.

25 Incluso, es importante elegir con cuidado la composicion de la mezcla gaseosa que contiene hidrogeno y argon utilizada como gas central.

En efecto, el hidrogeno es uno de los factores que provocan el agrietamiento en fno (calidades fernticas) y tambien puede ser la causa de porosidades. Por lo tanto, es necesario establecer la compatibilidad metalurgica (aceros no templados y aceros inoxidables austemticos) de la mezcla gaseosa utilizada y por lo tanto controlar 30 estrictamente el contenido de H2 presente en dicha mezcla.

Para ello, se han efectuado ensayos comparativos, en las mismas condiciones operatorias que anteriormente, pero con diferentes pares de gases (cf. Tabla 3 siguiente) de forma que se determine principalmente el(los) mejor(es) contenido(s) de H2 que se va a utilizar y que se confirme si el oxfgeno tema o no un efecto equivalente al CO2 en el gas anular por comparacion con los resultados obtenidos para el par G3/G4 de la Tabla 3.

35 Tabla 3

Gas central: Ar + 2% H2 Ar + 5% H2 Ar + 5% H2

Gas anular: Ar + 1% CO2 Ar + 1% O2 Ar + 1,5% O2

Vs maxima: Inferior a la obtenida con G3 Aprox. igual a la obtenida con G4 Inferior a la obtenida con G4

(% en volumen)

Los resultados obtenidos muestran que:

- un flujo central que contiene solamente 2% en volumen de H2 en argon (en lugar de 5% de H2 para G3) lleva a la obtencion de una velocidad Kmite inferior respecto a la obtenida con el par G3/G4. Limitando el contenido de hidrogeno, se limita el efecto sobre el aporte de calor a la chapa y se pierde a la vez en volumen de bano y en gradiente de temperatura. Por lo tanto, se preferira utilizar contenidos de H2 de al menos 2% en volumen,

5 preferentemente incluso superior al 3%, incluso superior a 3,5%, ventajosamente entre 4 y 8%.

- cuando el flujo central es G3 (Ar + 5% H2) y el flujo anular periferico se reemplaza por una mezcla de argon y de oxfgeno, no incluido en la presente invencion, entonces un contenido en volumen de 1% de O2 lleva a resultados sensiblemente equivalentes en terminos de velocidad a G4 (Ar + 1% CO2), mientras que un aumento del contenido de O2 hasta el 1,5% en el gas anular distribuido en periferia, provoca una disminucion de las

10 prestaciones de velocidad y el aspecto del cordon tambien esta degradado. En efecto, todos los sitios disponibles ya estan ocupados por los atomos de oxfgeno solubles y los atomos solubles suplementarios no sirven mas que para crear oxidos. Por lo tanto, no existe efecto positivo sobre la conveccion de Marangoni y, a la inversa, se asiste a una aparicion de placas de oxidos nefastos que van en el sentido de un aumento de las tensiones de superficie y desfavorecen el aspecto del cordon. A las temperaturas que existen en periferia del arco, el CO2 se 15 disocia totalmente y trabajar con un gas que contiene 1% de O2 es equivalente a trabajar con un gas que contiene 2% de CO2. Por lo tanto, el contenido de O2 en el flujo de gas anular no debe sobrepasar 1,5% en volumen, preferentemente se utilizara un contenido de O2 inferior o igual a 1,3%, incluso inferior o igual a 1,2%. Un contenido de oxfgeno del orden de 1% esta particularmente bien adaptado.

El procedimiento de la invencion esta particularmente adaptado a la soldadura de las chapas para automoviles, 20 tales como los formatos soldados o "tailored blanks".

Claims

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REIVINDICACIONES

1. Procedimiento de soldadura por arco electrico que aplica un soplete de soldadura con arco provisto de un electrodo, en el que se libera un flujo de gas central por contacto con el electrodo y se libera un flujo de gas anular perifericamente a dicho primer flujo de gas, caracterizado por que el flujo de gas central esta constituido unicamente por argon e hidrogeno (H2), estando el contenido de hidrogeno comprendido entre 2 y 8% en volumen, y el flujo de gas de recubrimiento esta constituido unicamente por argon y 1,8 a 3% en volumen de dioxido de carbono (CO2).
2. Procedimiento segun la reivindicacion 1, caracterizado por que el flujo de gas central esta formado por al menos 3% en volumen de hidrogeno y de argon para el resto.
3. Procedimiento segun una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que el flujo de gas central esta formado por al menos 4% en volumen de hidrogeno y de argon para el resto.
4. Procedimiento segun una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que el flujo de gas central esta formado como maximo por 7% en volumen de hidrogeno y de argon para el resto.
5. Procedimiento segun una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que el flujo de gas de recubrimiento esta constituido unicamente por argon y por 1,8 a 2,5% en volumen de dioxido de carbono (CO2).
6. Procedimiento segun una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que el soplete de soldadura con arco esta provisto de un electrodo no fusible de wolframio.
7. Procedimiento segun una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que se suelda una o varias piezas de acero.
8. Procedimiento segun una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que se suelda una o varias piezas de acero que comprenden un revestimiento de superficie de zinc o de aluminio.
9. Procedimiento segun una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que la o las piezas a soldar se eligen entre los formatos soldados.
10. Procedimiento segun una de las reivindicaciones precedentes, caracterizado por que se suelda a una velocidad de al menos 2 m/min.