UNIVERSIDADE FEDERAL DE MINAS GERAIS

PROGRAMA DE PS-GRADUAO EM ENGENHARIA MECNICA

AVALIAO DA TENACIDADE APS TRATAMENTO TRMICO DE ALVIO DE TENSES EM SOLDAS

PRODUZIDAS COM ARAMES TUBULARES RUTLICOS QUE CONTENHAM NQUEL

LEONARDO AUGUSTO VIEIRA

Belo Horizonte, 04 de Abril de 2006

Leonardo Augusto Vieira

AVALIAO DA TENACIDADE APS TRATAMENTO TRMICO DE ALVIO DE TENSES EM SOLDAS

PRODUZIDAS COM ARAMES TUBULARES RUTLICOS QUE CONTENHAM NQUEL

Dissertao apresentada ao Programa de Ps Graduao em Engenharia Mecnica da Universidade Federal de Minas Gerais,

como requisito parcial obteno do Ttulo de Mestre em Engenharia Mecnica.

rea de concentrao: Processos de Fabricao - Soldagem Orientador(a): Prof. Alexandre Queiroz Bracarense - UFMG

Belo Horizonte

Escola de Engenharia da UFMG 2006

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Universidade Federal de Minas Gerais Programa de Ps-Graduao em Engenharia Mecnica

Av. Antnio Carlos, 6627 - Pampulha - 31.270-901 - Belo Horizonte MG Tel.: +55 31 3499-5145 - Fax.: +55 31 3443-3783

www.demec.ufmg.br - E-mail: cpgmec@demec.ufmg.br

AVALIAO DA TENACIDADE APS TRATAMENTO TRMICO DE ALVIO DE TENSES EM SOLDAS

PRODUZIDAS COM ARAMES TUBULARES RUTLICOS QUE CONTENHAM NQUEL

LEONARDO AUGUSTO VIEIRA

Dissertao defendida e aprovada em 04, de Abril de 2006, pela Banca Examinadora designada pelo Colegiado do Programa de Ps-Graduao em Engenharia Mecnica da Universidade Federal de Minas Gerais, como parte dos requisitos necessrios obteno do ttulo de Mestre em Engenharia Mecnica, na rea de concentrao de Processos de Fabricao Soldagem.

____________________________________________________________

Prof./Dr. Alexandre Queiroz Bracarense - (DEMEC - UFMG) Orientador

____________________________________________________________

Prof./Dr. Paulo Jos Modenesi - (DEMET - UFMG) Examinador

____________________________________________________________

Prof./Dr. Ccero Murta Diniz Starling - (DEMC - UFMG) Examinador

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MSc. Welerson Reinaldo de Araujo (ESAB S.A. Ind. e Com.) Examinador

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Ao meu pai, Mauro Csar Vieira.

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AGRADECIMENTOS

O autor agradece a todos aqueles que, direta ou indiretamente, colaboraram na preparao deste trabalho, em particular:

A meus pais, por tudo na minha vida.

Kelly, minha Paixo, pela compreenso.

Ao Professor Bracarense, pelas oportunidades, orientao, sugestes e ateno a mim

dedicada.

Aos colegas de trabalho Joo Soares Dias e Edmlson Santos Batista pelo empenho durante as operaes de soldagem.

A Mirian pela ajuda com as micrografias.

A ESAB S/A Indstria e Comrcio, em especial ao Engenheiro Jos Roberto Domingues e ao Engenheiro Welerson Reinaldo de Arajo, por tornarem possvel a oportunidade do mestrado e fornecerem os recursos necessrios ao desenvolvimento deste trabalho.

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Ainda pior que a convico do no e a incerteza do talvez a desiluso de um quase.............Desconfie do destino e acredite em voc. Gaste mais horas realizando que sonhando, fazendo que planejando, vivendo que esperando porque, embora quem quase morre esteja vivo, quem quase vive j morreu.

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SUMRIO

1.

INTRODUO.................................................................................................................................1

2.

OBJETIVOS......................................................................................................................................3

3.

REVISO BIBLIOGRFICA.........................................................................................................4

3.1. INDUSTRIA NAVAL E OFFSHORE ..............................................................................................4

3.1.1. Procedimento de soldagem...................................................................................................7

3.1.2. Tratamento trmico de alvio de tenses ............................................................................11 3.2. PROCESSO DE SOLDAGEM FCAW ............................................................................................13

3.2.1. Soldabilidade dos arames tubulares flux cored .............................................................14 3.2.2. Arames tubulares rutlicos que contm nquel....................................................................15

3.3. INFLUNCIA DA MICROESTRUTURA NA TENACIDADE ...............................................................15 3.3.1. Efeito do nquel...................................................................................................................18 3.3.2. Efeitos do nibio e vandio ................................................................................................21

4.

METODOLOGIA EXPERIMENTAL..........................................................................................24

4.1. MATERIAIS...............................................................................................................................24

4.2. PREPARAO DAS AMOSTRAS ..................................................................................................28 4.3. TRATAMENTO TRMICO APS SOLDAGEM ................................................................................33 4.4. PREPARAO DOS CORPOS DE PROVA PARA OS TESTES MECNICOS.........................................33 4.5. CARACTERIZAO DOS CORPOS DE PROVA ..............................................................................36

5. RESULTADOS E DISCUSSO ....................................................................................................37

5.1. CORPOS DE PROVA CONFORME NORMA ASME SFA 5.29 ........................................................37 5.2. CORPOS DE PROVA CONFORME NORMA PETROBRS N-1859....................................................44

6. CONCLUSES...............................................................................................................................57

7.

PROPOSTAS PARA TRABALHOS FUTUROS.........................................................................59

8.

REFERNCIAS BIBLIOGRFICAS ..........................................................................................60

vii

LISTA DE FIGURAS

FIGURA 1 - FPSO (FPSO BRASIL, 2005).................................................................................................5 FIGURA 2 - COMPLEXIDADE DE UM N (WELDING COMPANY KOBE STEEL LTD., 2003B).............................7 FIGURA 3 - RESFRIAMENTO X TENACIDADE (WELDING COMPANY KOBE STEEL, 2003B) .............................8 FIGURA 4 - SEQNCIA DE SOLDAGEM PROPOSTA COMO IDEAL (EASTERLING, 1992) ...................................9 FIGURA 5 - MACROGRAFIA DE JUNTA SOLDADA COM SEQNCIA ALTERNADA (EASTERLING, 1992)..........10 FIGURA 6 - PASSES LARGOS, NO RECOMENDADO (FORTES, 2003).............................................................10 FIGURA 7 - ESQUEMA BSICO DOS EQUIPAMENTOS PARA SOLDAGEM GMAW/FCAW (MARQUES,1991) ..13 FIGURA 8 - PLACA DE FERRITA ACICULAR (BHADESHIA ET AL., 1993) ........................................................18 FIGURA 9 - INFLUNCIA DO NQUEL NA TENACIDADE DE AOS C-MN (EVANS, 1991) ................................20 FIGURA 10 - INFLUNCIA DO NQUEL E MANGANS NA TENACIDADE APS TTAT (EVANS, 1991) ............21 FIGURA 11 - INFLUNCIA DO NIBIO NA TENACIDADE (EVANS, 1993A) ....................................................22 FIGURA 12 - INFLUNCIA DO VANDIO NA TENACIDADE DE AOS C-MN (BAIXO MN) (EVANS, 1993B)...22 FIGURA 13 - INFLUNCIA DO VANDIO NA TENACIDADE DE AOS C-MN (ALTO MN) (EVANS, 1993B) .....23 FIGURA 14 - ESQUEMA DA JUNTA SEGUNDO ASME SFA 5.29 (2005).......................................................28 FIGURA 15 - ESQUEMA DA SOLDAGEM DA JUNTA SEGUNDO ASME SFA 5.29 (2005) ...............................29 FIGURA 16 - ESQUEMA DA JUNTA SEGUNDO PETROBRS N-1859D (1996) ...............................................30 FIGURA 17 - SEQNCIA ALTERNADA (A) .................................................................................................31 FIGURA 18 - SEQNCIA CONTNUA (C) ....................................................................................................32 FIGURA 19 - FOTO DA MONTAGEM SEGUNDO NORMA PETROBRS N-1859 (1996) ....................................33 FIGURA 20 - LOCAL DE RETIRADAS DOS CPS AO LONGO DA AMOSTRA (ASME SFA 5.29, 2005) .............34 FIGURA 21 - LOCALIZAO DOS CPS (ASME SFA 5.29, 2005) ...............................................................34 FIGURA 22 - DISTRIBUIO DOS CPS SEGUNDO A NORMA PETROBRS N-1859 (1996) .............................35 FIGURA 23 - POSIO DE RETIRADA DOS CPS DE TRAO (PETROBRS N-1859, 1996). ..........................35 FIGURA 24 - POSIO DE RETIRADA DOS CPS DE CHARPY-V (PETROBRS N-1859, 1996) .......................35 FIGURA 25 - POSIO DA RETIRADA DOS ENTALHES DOS CORPOS DE PROVA PARA ANLISE .....................36 FIGURA 26 - REGIES COLUNARES E RECRISTALIZADAS (7X) ...................................................................39 FIGURA 27 - ATR1 REGIO COLUNAR (500X) - CPS ASME.....................................................................40 FIGURA 28 - ATR2 REGIO COLUNAR (500X) - CPS ASME.....................................................................40 FIGURA 29 - ATR3 REGIO COLUNAR (500X) - CPS ASME.....................................................................41 FIGURA 30 - ATR4 REGIO COLUNAR (500X) - CPS ASME.....................................................................41 FIGURA 31 - RESISTNCIA AO IMPACTO (J) - CPS ASME ..........................................................................43 FIGURA 32 - ATR1A REGIO COLUNAR (CS) (500X) - CPS N-1859 ........................................................47 FIGURA 33 - ATR1A REGIO COLUNAR (CT) (500X) - CPS N-1859 ........................................................47 FIGURA 34 - ATR1C REGIO COLUNAR (CS) (500X) - CPS N-1859.........................................................48 FIGURA 35 - ATR1C REGIO COLUNAR (CT) (500X) - CPS N-1859 ........................................................48 FIGURA 36 - ATR2A REGIO COLUNAR (CS) (500X) - CPS N-1859 ........................................................49 FIGURA 37 - ATR2A REGIO COLUNAR (CT) (500X) - CPS N-1859 ........................................................49

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FIGURA 38 - ATR2C REGIO COLUNAR (CS) (500X) - CPS N-1859.........................................................50 FIGURA 39 - ATR2C REGIO COLUNAR (CT) (500X) - CPS N-1859 ........................................................50 FIGURA 40 - ATR3A REGIO COLUNAR (CS) (500X) - CPS N-1859 ........................................................51 FIGURA 41 - ATR3A REGIO COLUNAR (CT) (500X) - CPS N-1859 ........................................................51 FIGURA 42 - ATR3C REGIO COLUNAR (CS) (500X) - CPS N-1859.........................................................52 FIGURA 43 - ATR3C REGIO COLUNAR (CT) (500X) - CPS N-1859 ........................................................52 FIGURA 44 - RESISTNCIA AO IMPACTO - CPS N-1859 ..............................................................................55

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LISTA DE TABELAS

TABELA I:COMPOSIO QUMICA DOS ARAMES TUBULARES SEGUNDO ASME SFA 5.29 (2005) ...............24 TABELA II:PROPRIEDADES MECNICAS MNIMAS EXIGIDAS (ASME SFA 5.29, 2005) ...............................25 TABELA III:RESISTNCIA AO IMPACTO, MNIMOS EXIGIDOS (PETROBRS N-1859, 1996)...........................26 TABELA IV:COMPOSIO QUMICA DAS CHAPAS DE AO (ESPECIFICAO* X REAL) ( *BRINGAS, 2004) .27 TABELA V:PROPRIEDADES MECNICAS DAS CHAPAS DE AO UTILIZADAS (BRINGAS, 2004) ......................28 TABELA VI:NOMENCLATURA UTILIZADA - CPS ASME ..............................................................................29 TABELA VII:PARMETROS DE SOLDAGEM UTILIZADOS NA CONFECO DAS AMOSTRAS ............................29 TABELA VIII:NOMENCLATURA UTILIZADA - CPS N-1859 ..........................................................................30 TABELA IX:PARMETROS UTILIZADOS NA CONFECO DAS AMOSTRAS EM SEQNCIA ALTERNADA ........31 TABELA X:PARMETROS UTILIZADOS NA CONFECO DAS AMOSTRAS EM SEQNCIA CONTINUA ............32 TABELA XI:COMPOSIO QUMICA DO METAL DE SOLDA - CPS ASME......................................................37 TABELA XII:RESULTADOS DOS ENSAIOS DE TRAO - CPS ASME ............................................................38 TABELA XIII:RESULTADOS DA MEDIO DE DUREZA - CPS ASME ..........................................................38 TABELA XIV:ANLISE MICROESTRUTURAL QUANTITATIVA - CPS ASME .................................................42 TABELA XV: FRAO RECRISTALIZADA - CPS ASME ...............................................................................42 TABELA XVI:RESISTNCIA AO IMPACTO (CS)- CPS ASME .......................................................................43 TABELA XVII:RESISTNCIA AO IMPACTO (CT)- CPS ASME......................................................................43 TABELA XVIII:COMPOSIO QUMICA DO METAL DE SOLDA - CPS N-1859...............................................44 TABELA XIX:RESULTADOS DOS ENSAIOS DE TRAO - CPS N-1859..........................................................45 TABELA XX: RESULTADOS DA MEDIO DE DUREZA - CPS N-1859..........................................................46 TABELA XXI:ANLISE MICROESTRUTURAL QUANTITATIVA - CPS N-1859 ................................................53 TABELA XXII:FRAO RECRISTALIZADA - CPS N-1859.............................................................................54 TABELA XXIII:RESISTNCIA AO IMPACTO (CS) (J) CPS N-1859.............................................................55 TABELA XXIV:RESISTNCIA AO IMPACTO (CT) (J) CPS N-1859 ............................................................55

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RESUMO

Aps 30 anos praticamente desativada, a indstria naval brasileira apresentou nos ltimos cinco anos uma retomada de suas atividades. Este movimento est relacionado principalmente ao programa da Petrobrs em aumentar a produo de petrleo em alto mar buscando a auto suficincia. Exigncias para que parte da construo das plataformas, embarcaes e seus equipamentos seja realizada por construtores locais vm promovendo a reativao dos estaleiros e atraindo investidores estrangeiros que

arrendaram estaleiros no Brasil.

Estruturas e equipamentos offshore utilizam principalmente ao C-Mn de alta resistncia podem apresentar espessuras tpicas de 40 a 90mm, passando de 100mm em certos pontos. Essas estruturas esto sujeitas a ondas, mars, tempestades e outros fenmenos naturais, exigem alta tenacidade de seus componentes.

O Nquel muito utilizado na composio de consumveis para soldagem por aumentar

o limite de elasticidade e principalmente, a tenacidade baixa temperatura. Este tipo de consumvel de soldagem utilizado principalmente na indstria de construo naval e offshore, entretanto, tem se mostrado muito sensvel aos parmetros e procedimentos de soldagem no que diz respeito tenacidade aps tratamento trmico.

Para avaliar os fatores que influenciam a tenacidade foram realizados vrios testes

(juntas soldadas) mantendo o mesmo aporte trmico e variando o teor de nquel no metal de solda, a espessura da chapa e a seqncia de soldagem.

Foram avaliados corpos de provas soldados com quatro diferentes arames tubulares rutlicos, classificados segundo ASME FSA 5.29 como E81T1-Ni1, E81T1-Ni1MJ, E81T1-K2 e E81T1-Ni2, que apresentam teores de 1% de nquel para os dois primeiros,

1,5% e 2,5% de nquel para os demais respectivamente. Onde o arame classificado como E81T1-Ni1MJ foi desenvolvido especificamente para situaes onde tratamento

trmico de alvio de tenses exigido.

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Este trabalho descreve estes testes, bem como a anlise dos resultados, apresentados em micrografias, anlise qumica do metal depositado e ensaio de propriedades mecnicas,

alm de demonstrar os principais fatores que influenciam na tenacidade de juntas soldadas com este tipo de consumvel.

Palavras Chaves: Offshore, Industria Naval, Nquel, Ensaio Charpy, Tenacidade, Tratamento Trmico de Alvio de Tenses, Seqncia de Soldagem, Ferrita Acicular e

Dureza.

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ABSTRACT

After almost 30 years disactivated, the Brazilian naval industry was presented a retaken of its activities in the last five years. This movement is mainly related to the program of Petrobrs to increase the offshore production of oil, searching auto sufficiency. Requirements that the construction of the platforms, boats and their equipment are carried out by local constructors have promoted the reactivation of the shipyards and attracting foreigner investors who have leased shipyards in Brazil.

Structures and equipment offshore are made mainly of high resistance C-Mn steel that

can present typical thicknesses of 40, 90mm passing of 100mm in certain points. These structures are exposed to waves, tides, storms and other natural phenomena, demanding high toughness of its components.

Nickel is largely used in the composition of welding consumable for increase the elastic limit and mainly toughness at low temperature. This type of welding consumable is

largely used in the naval and offshore industry, however it has shown very sensible to the parameters and procedures of welding in cases that stress release after welding are necessary strongly affecting the toughness.

Some tests have been carried out to evaluate the factors that influence toughness, keeping the same heat in put, and varying the nickel content in the weld metal, the plate

thickness and the welding sequence.

Welded specimens of four different rutile cored wires, classified by ASME FSA 5.29 as E81T1-Ni1, E81T1-Ni1MJ, E81T1-K2 and E81T1-Ni2 have been evaluated, the two first ones show 1% of nickel , and the others 1.5% and 2.5% of nickel respectively. The wire classified as E81T1-Ni1MJ was developed specifically for situations which stress

relief is demanded.

This work describes these tests, as well as the analysis of the results presented in micrographs, chemical analysis of the deposited metal and test of mechanical properties,

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besides, it shows the main factors that influence the welded metal toughness in weld produced of this type of consumable.

Key Words: Offshore, Naval Industry, Nickel, Charpy-V Test, Toughness, Stress

Relief, Welding Sequence, Acicular Ferrite and Hardness.

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1. INTRODUO

Mesmo depois de quase 20 anos do desenvolvimento de arames tubulares rutlicos para

alta tenacidade, ainda so poucos os arames capazes de serem utilizados em aplicaes que exijam alvio de tenses aps soldado (Widgery, 1997). Nestes arames tubulares que apresentam excelentes valores de tenacidade na condio como soldado, ao ser aplicado tratamento trmico de alvio de tenses, observada uma acentuada

deteriorao na tenacidade.

Uma das principais caractersticas destes arames a utilizao de nquel em sua composio. A finalidade do uso de nquel que este funciona como um refinador de gros e formador de ferrita acicular, sendo estes os principais mecanismos responsveis pelos timos valores de tenacidade encontrados nas soldas realizadas com estes arames.

Em decorrncia da busca constante por produtividade que se intensificou nos ltimos 10

anos, os arames tubulares tem sido cada vez mais utilizados em substituio ao eletrodo revestido e aos arames slidos. No que diz respeito ao arame slido, a maior facilidade em se adicionar elementos de liga no fluxo interno, aumenta a versatilidade dos arames tubulares.

Neste trabalho, o foco a utilizao dos arames tubulares rutlicos em aplicaes para

estruturas navais e offshore as quais, devido utilizao de chapas espessas (50mm) exigem tratamento trmico de alvio de tenses aps a soldagem e exibem de forma mais crtica o fenmeno da deteriorao da tenacidade.

Sadas para evitar problemas com tenacidade existem e uma delas seria a utilizao de

arames tubulares bsicos que apresentam, mesmo aps tratamento trmico, propriedades mecnicas favorveis. Entretanto esbarra-se nas caractersticas de soldabilidade deste tipo de arame. Elas so inferiores s do arame rutlico, principalmente na soldagem fora de posio.

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Como citado anteriormente, a condio mais crtica para a deteriorao da tenacidade a realizao de tratamento trmico de alvio de tenses ps soldagem em chapas com

espessura 50mm. Uma junta soldada com arame tubular rutlico pode apresentar excelente valor de tenacidade ps-tratamento trmico quando a junta formada por chapas de 19mm e apresentar uma queda vertiginosa ao ser aplicado em uma junta de chapas espessas.

A seqncia de soldagem considerada muito importante na confeco de juntas de grandes espessuras, influencia o refino de gros da microestrutura, as tenses residuais, conseqentemente, afetam as propriedades mecnicas do metal depositado. Devendo-se,

portanto, ser levado em conta desde o projeto da estrutura.

Neste trabalho, sero avaliados os vrios fatores que podem ser responsveis pela deteriorao da tenacidade aps tratamento trmico de alvio de tenses entre eles,

concentrao de nquel no metal depositado, seqncia de soldagem e espessura da junta.

As avaliaes sero baseadas nas anlises qumicas do metal depositado, na microestrutura observada em microscpio tico e nos ensaios de propriedades mecnicas.

Este documento foi organizado na seguinte maneira; no captulo 2 so apresentados os

objetivos geral e especfico do trabalho. No captulo 3 foi realizada uma reviso bibliogrfica sobre assuntos relacionados com o tema desta dissertao. O captulo 4 apresenta a metodologia experimental seguida para alcanar os objetivos propostos. O captulo 5 apresenta os resultados obtidos e discusses. No captulo 6 so apresentadas as concluses. Finalizando, no captulo 7 so apresentadas propostas para trabalhos

futuros.

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2. OBJETIVOS

Este trabalho tem como objetivo especfico ampliar o conhecimento sobre a soldagem de chapas espessas utilizadas na indstria naval e offshore, com a utilizao de arames tubular rutlicos que contenham nquel e os fenmenos envolvidos na reduo da

tenacidade aps tratamento trmico.

Este estudo inclui tambm a avaliao da influncia da seqncia de soldagem nas propriedades mecnicas das juntas soldadas com estes arames tubulares.

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3. REVISO BIBLIOGRFICA

Este captulo apresenta uma reviso bibliogrfica sobre a soldagem na indstria naval e

offshore, os processos utilizados, a soldagem com arame tubular rutlico com nquel, abordando suas principais caractersticas de soldabilidade, propriedades mecnicas e

microestrutura.

3.1. Industria naval e offshore

Por centenas de anos, os navios tm se estabelecido como um dos principais mtodos de transporte. Navegao e construo naval tem se desenvolvido tremendamente ao passar desses anos. As mudanas nos mtodos de fabricao diminuram o tempo de construo de cada navio de quatro anos para oito semanas durante o ltimo sculo.

Esta tremenda evoluo se tornou possvel graas adoo de varias e importantes inovaes. Entre elas, est a introduo, nos meados da dcada de 30, da soldagem

como um novo mtodo de unio de metais na construo naval. (Pilipenko, 2001).

A frota de navios mercantes internacional soma 791 milhes de toneladas de porte bruto (TPB) e est concentrada em 20 pases. At o final da dcada de 1990, 38% da frota foi renovada. H necessidade de renovar os 60% restantes. Para isso, no mercado internacional, prevalece uma intensa competio e reduo de preos, em virtude da

capacidade de produo excessiva dos estaleiros nos pases produtores (Ferraz et al., 2002).

Os principais participantes do mercado internacional de construo naval seguem estratgias de especializao. Pode-se facilmente reconhecer a Coria como

especializada em navios de grande porte, Cingapura, especializada em plataformas e navios para a indstria de petrleo offshore, e os Estados Unidos, que focaliza a indstria militar. A maior parte dos pases europeus entrincheirou-se em nichos de navios especiais e sofisticados. O Japo constri toda a linha de navios e luta para

aumentar a produtividade e reduzir custos (Ferraz et al., 2002).

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A indstria de construo naval brasileira, compreendida pelos estaleiros que constroem navios acima de 1.000 toneladas de porte bruto (TPB), praticamente desativada desde o final da dcada de 70, iniciou em 2000 um movimento de retomada da produo, impulsionada pelas encomendas da Petrobrs para o aumento da produo de petrleo

em alto mar (Ferraz et al., 2002).

Segundo Ferraz et al. (2002), atualmente o setor de petrleo offshore representa a maior parcela da demanda, com encomendas de plataformas, embarcaes de apoio

martimo, seus equipamentos e componentes. Os investimentos em offshore vieram reativar a indstria naval. Alm de plataformas, as encomendas incluem a montagem

dos FPSOs (Floating Production, Storage and Offloading Facilities) promovendo reativao dos estaleiros e atraindo investidores estrangeiros que arrendaram estaleiros no Rio de Janeiro, um exemplo de FPSO pode ser visualizado na Fig. 1.

Figura 1 - FPSO (FPSO BRASIL, 2005)

A demanda expandiu ainda mais quando a Petrobrs lanou o programa de substituio da frota de navios de apoio offshore definindo, no edital de concorrncia internacional, preferncia por navios de bandeira brasileira, induzindo as empresas

operadoras, nacionais e estrangeiras, a contratar a construo local dessas embarcaes. O resultado que a indstria chegou ao final do primeiro semestre de 2002 em face de uma nova realidade, onde o principal desafio no so mais as encomendas, e sim como reativar instalaes no curto prazo e montar uma competente capacidade produtiva, para

atend-las (Ferraz et al., 2002).

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Os estaleiros recorrem a financiamentos para expanso e modernizao e j surgem dificuldades de contratao de mo de obra especializada principalmente soldadores.

Segundo Pilipenko (2001) a soldagem em estaleiros est relacionada diretamente ao custo de produo e qualidade final. Ela representa de 20 a 30% das horas de produo e aproximadamente 10% dos custos totais.

Na fabricao de estruturas offshore, a soldagem o mais importante processo, dessa

forma, o procedimento de soldagem deve seguir vrias normas internacionais, regras de classes navais, especificaes de engenharia, alm de depender do tipo de estrutura e do

local onde ir operar. Estruturas offshore so usadas para a perfurao e operao subaqutica de extrao de leo e gs, em mares que podem ser rasos, profundos, tropicais ou gelados. Estando sujeito a ondas, mars, tempestades, terremotos e gelo (Welding Company Kobe Steel Ltd., 2003a).

Os aos de classe e graus navais usados para estruturas offshore variam dependendo

do tipo da estrutura e das condies de servio. Os componentes estruturais de uma plataforma semi-submersvel, por exemplo, usam principalmente ao carbono de alta resistncia com limite de escoamento de 350 a 500 MPa que podem apresentar espessuras de 40 a 90mm, passando de 100mm em certos pontos.

Segundo Welding Company Kobe Steel (2003b), o n, onde so conectados componentes cruzados na forma de T, Y e K, causam alta concentrao de tenses, esta rea chamada de hot spot. A complexidade do n pode ser visto na Fig. 2. A soldagem do n exige uma grande preciso dimensional e requer excelente acabamento

para otimizar a resistncia fadiga. Dessa forma, o controle do procedimento de soldagem deve ser o mais preciso possvel.

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Figura 2 - Complexidade de um n (Welding Company Kobe Steel Ltd., 2003b)

3.1.1. Procedimento de soldagem

O aporte trmico, em conjunto com as temperaturas de pr-aquecimento e de interpasse tm um efeito predominante na velocidade de resfriamento das soldas, quando a espessura do metal base constante. A velocidade de resfriamento afeta a microestrutura da solda e assim influencia diretamente as suas propriedades mecnicas

(Welding Company Kobe Steel Ltd., 2003b).

O efeito da velocidade de resfriamento na tenacidade ao impacto mostrado na Fig. 3, onde uma taxa de resfriamento excessivamente lenta resulta em baixa tenacidade, mas o mesmo tambm acontece para taxas de resfriamento muito altas. Em suma o aporte trmico deve ser controlado, levando em considerao a temperatura de pr-aquecimento e a espessura da chapa; quando a taxa de resfriamento est em valores adequados, a tenacidade ao impacto do metal de solda maximizada (Welding Company Kobe Steel Ltd., 2003b).

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Energia absorvida no ensaio de impacto Charpy-V do metal de solda de um arame tubular rutlico como uma funo da velocidade de resfriamento; Dimetro do arame: 1,2 mm; Posio de soldagem: Plana; Parmetros de soldagem: 80A, 32V; Aporte trmico: 15, 25, 35 kJ/cm; Velocidade de soldagem: 15,4; 21,5; 36,0 cm/min Preaquecimento: temperatura ambiente, 150, 250 Espessura da chapa: 20 mm

Figura 3 - Resfriamento x Tenacidade (Welding Company Kobe Steel, 2003b)

Quando o teor de elementos de liga aumenta, o limite de resistncia trao do metal de solda se torna mais sensvel s variaes do aporte trmico. Muito cuidado deve ser

tomado no controle da velocidade de resfriamento durante a soldagem, os parmetros de soldagem devem ser determinados de forma precisa com estreita tolerncia (Vercesi e Surian, 1996).

Segundo Mee e Nessn (2005), prefervel que o procedimento de soldagem no seja limitado a filetes, sendo possvel tambm a utilizao da tcnica de tecimento.

Entretanto esta tcnica resulta em aporte trmicos altos, aumentando a diluio da solda, podendo comprometer as propriedades de tenacidade aps tratamento trmico de alvio de tenses, devido principalmente, incorporao de elementos como o nibio e o vandio que esto presentes nas chapas de uso naval e offshore. Ainda assim alguns

arames tubulares disponveis no mercado permitam a utilizao desta tcnica sem a perda das propriedades mecnicas do metal de solda.

Em qualquer procedimento de soldagem onde seja requerida tenacidade a baixas temperaturas, a seqncia de passes decidir o refino da estrutura do metal de solda

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produzido sem necessariamente, afetar a produtividade de forma negativa. Principalmente no caso de soldagem de chapas espessas em multipasses, a seqncia de

passes deve ser cuidadosamente controlada para obter-se bons resultados. Cordes largos e oscilao excessiva devem ser evitados, por isso a tcnica de vrios passes por

camada (filetado) aps o passe de raiz deve ser adotada o mais cedo possvel. Essa tcnica assegura o mximo refino dos gros.

Uma seqncia de passes para soldagem de topo entre chapas com a juta preparada em V com nariz proposta por Easterling (1992) como ideal. Essa seqncia pode ser vista na Fig. 4.

Figura 4 - Seqncia de soldagem proposta como ideal (Easterling, 1992)

Na Fig. 5 apresentada uma macrografia da solda de uma junta em V realizada pelo processo SMAW onde possvel ver o resultado da seqncia de passes alternada na

estrutura do metal da solda.

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Figura 5 - Macrografia de junta soldada com seqncia alternada (Easterling, 1992)

A soldagem em multipasses como a mostrada na Fig. 5, claramente consome mais tempo e mais dispendiosa do que a soldagem de passe nico, mas se torna necessria a fim de reduzir tenses residuais e como dito anteriormente refina a estrutura do metal de solda, muito importante em casos crticos como vasos de presso e tubulaes.

Segundo Fortes (2003) embora a seqncia de passes da Fig. 6 possa ser descrita como inadequada por resultar em maior diluio e apresentar uma estrutura com maior tamanho de gros, pode ser aplicada se for inevitvel, mas as camadas depositadas com a tcnica de oscilao larga (tranado) devem ser as mais finas possveis.

Figura 6 - Passes largos, no recomendado (Fortes, 2003)

Na soldagem em posio vertical ascendente, a velocidade de soldagem deve ser pequena e existe a tendncia de se produzir cordes de solda mais largos com aportes

trmicos conseqentemente, maiores que nas outras posies. particularmente importante restringir a largura dos cordes, j que os valores de resistncia ao impacto

11

atingidos na posio vertical so geralmente mais baixos do que nas posies plana ou horizontal (Fortes, 2003).

Ainda na soldagem na vertical ascendente, Fortes (2003) comenta que passes de raiz em juntas de topo com abertura na raiz, no so recomendados, devido alta energia do arco e fluidez da poa de fuso, bem como por causa da necessidade de se preparar as juntas com alta preciso, o que no considerado muito prtico. Nesses casos, recomenda-se o uso de cobre-juntas no consumveis (cermicos ou de cobre), podendo assim aplicar velocidades de soldagem significativamente maiores, reduzindo o aporte trmico.

3.1.2. Tratamento trmico de alvio de tenses

Em uma junta soldada, o metal mais prximo da solda est sujeito a temperaturas mais altas e, medida que se aumenta a distncia do centro da solda, a temperatura mxima atingida diminui. Este aquecimento heterogneo causa contraoexpanso tambm heterognea e pode causar distores e tenses internas no metal de solda.

Como citado por Fortes (2003), dependendo de sua composio e aplicao o metal de solda pode no ser capaz de resistir a essas tenses e trincar ou pode ocorrer falha

prematura da pea. Uma maneira de minimizar essas tenses ou de alivi-las pelo aquecimento uniforme da estrutura aps a soldagem ter sido realizada. Esse tratamento leva a junta soldada a uma condio mais durvel; a ductilidade aumentada sobremaneira, embora a resistncia mecnica diminua ligeiramente.

Fortes (2003) e Trindade (2005) comentam que certos cdigos (normas) permitem maiores tenses de projeto, desde que seja aplicado o alvio de tenses.

O tratamento trmico de alvio de tenses, tipicamente, realizado a temperatura entre

550 650C por uma hora para cada 25mm de espessura, (abaixo de Ac1 onde no h mudana significativa na microestrutura e propriedades mecnicas do metal de base e do metal de solda.), seguido por um resfriamento lento e uniforme at a temperatura ambiente (Fortes, 2003).

12

Em aos microligados em particular, o tratamento trmico de alvio de tenses pode causar precipitaes que resultam no aumento da dureza da matriz e na reduo da

tenacidade. Evans (1993b) observou precipitaes de carbonetos aps tratamento trmico de alvio de tenses principalmente nos contornos de gro e de forma mais

evidente medida que se eleva o teor de vandio. O mesmo fenmeno observado quando se aumenta individualmente a concentrao de nibio.

Trindade et al. (2005) comentam que ao trabalhar com placas espessas, o grau de tenses residuais aps a soldagem ainda mais acentuado, exigindo a aplicao de tratamento trmico de alvio de tenses aps a soldagem.

Widgery (1997) chama a ateno ao fato que mesmo depois de quase 30 anos do desenvolvimento de arames tubulares rutlicos para alta tenacidade, ainda so poucos os arames capazes de serem utilizados em aplicaes que exijam alvio de tenses aps soldado.

Segundo Mee (2005), a demanda por esses arames tubulares rutlicos que possam ser utilizados quando o tratamento trmico aps soldagem necessrio ser aplicado, tem aumentado bastante. O que concorda com o que tem sido visto no Brasil nos ltimos anos, devido especialmente ao crescimento da construo naval e offshore.

Widgery (1997) e Welding Company Kobe Steel (2003b) comentam que na construo de estruturas offshore com requerimento de tratamento trmico, arames tubulares rutlicos convencionais apresentavam resultados insatisfatrios de tenacidade aps tratamento trmico de alvio de tenses. De qualquer forma, hoje as inovaes em arames tubulares com proteo gasosa (FCAWs) que no contm microligantes indesejveis como nibio e vandio exibem excelente tenacidade ao impacto aps tratamento trmico.

Widgery (1997) recomenda como melhor sada para se conseguir arames tubulares para tratamento trmico de alvio de tenses ter certeza de que o limite de resistncia

trao se encontra prximo do mnimo exigido. A reduo do nibio e do vandio, sem que nada mais seja alterado, j seria responsvel por reduzir o limite de resistncia e conseqentemente aumentar a tenacidade. Entretanto, os valores de C, Ni, Si e Mn

13

tambm afetam fortemente os valores de limite de resistncia trao e dessa forma devem ser bem controlados.

3.2. Processo de soldagem FCAW

Segundo a norma ASME (The American Society of Mechanical Engineers) (2005), para consumveis de soldagem (Parte II C), o arame tubular de baixa liga atende s caractersticas definidas na seo ASME SFA 5.29 FCAW Flux Cored Arc Welding -Low Alloy.

O processo de soldagem com arames tubulares (FCAW Flux Cored Arc Welding) muito semelhante ao processo GMAW uma vez que utiliza os mesmos equipamentos,

embora requeira equipamentos de maior capacidade em alguns casos. A Fig. 7 mostra os equipamentos bsicos necessrios para os processos GMAW e FCAW.

Figura 7 - Esquema bsico dos equipamentos para soldagem GMAW/FCAW (Marques,1991)

Os arames tubulares permitem uma maior versatilidade que arames slidos para se adequar a alguma aplicao particular ou a algum requisito especial, pela possibilidade de se alterar a formulao ou o percentual de fluxo que pode variar de 15% a 50% de seu peso (Marques,1991).

14

3.2.1. Soldabilidade dos arames tubulares flux cored

Os arames tubulares podem ser de dois tipos principais; Arames tubulares Metal Cored cujo fluxo interno composto principalmente por p de ferro, ferro-ligas e desoxidantes e resultam em um cordo de soldas praticamente sem cobertura de escria, apenas pequenas ilhas de slica na superfcie do cordo; Arames tubulares Flux Cored

cujo fluxo interno composto por minerais como aqueles utilizados no revestimento dos eletrodos revestidos. Este ltimo tipo pode ser subdividido em dois grupos principais: rutlicos e bsicos (Svensson, 1994).

Mee e Nessn (2005) e Svensson (1994) concordam que os arames tubulares bsicos oferecem uma excelente combinao de boas propriedades mecnicas, baixos teores de

hidrognio e tolerncia s condies de preparao das peas. Entretanto, no apresentam soldabilidade to boa quanto dos arames tubulares rutlicos.

Principalmente pelas restries impostas por sua escria fluida e pelo modo de transferncia mais globular, a soldagem fora de posio tradicionalmente tem sido realizada no modo de transferncia por curto-circuito, gerando mais respingos.

O rutilo, uma forma de dixido de titnio (TiO2), um bom estabilizador do arco sendo freqentemente adicionado a arames tubulares para resultar num arco mais suave, alm

disso, ele permite maior controle da viscosidade da escria facilitando a soldagem na posio plana ou mesmo fora de posio (Svensson, 1994). Apesar de sua melhor soldabilidade, o metal de solda produzido por esse tipo de fluxo apresenta maiores nveis de oxignio, dificultando alcanar nveis de tenacidade adequados s aplicaes offshore.

Sendo assim, por uma questo de soldabilidade e versatilidade quanto s posies de

soldagem, arames tubulares rutlicos so preferidos, mas devem apresentar adequadas propriedades mecnicas. A situao se torna mais complexa quando o tratamento

trmico ps-soldagem requerido. Arames tubulares bsicos so favorveis em propriedades mecnicas, principalmente tenacidade, mas de qualquer forma apresentam soldabilidade mais difcil. A utilizao de arames tubulares rutlicos em situaes que requerem tratamento trmico ps-soldagem se tornou o novo desafio a ser superado pelos fabricantes de consumveis para soldagem.

15

3.2.2. Arames tubulares rutlicos que contm nquel

Com o passar do tempo, estruturas soldadas submetidas a condies de trabalho cada vez mais crticas como plataformas offshore, plantas criognicas e tubulaes tm

aumentado a demanda por metais de solda com melhores propriedades mecnicas, especialmente tenacidade baixa temperatura. Aos carbono comuns apresentam

fragilidade a baixas temperaturas, no so confiveis em aplicaes crticas. Por isso, aos de baixa liga so freqentemente empregados nessa situao.

Essa necessidade de alta tenacidade tem promovido um contnuo desenvolvimento de

consumveis para soldagem capazes de produzir metais de solda com tima microestrutura e propriedades mecnicas. Dessa forma, elementos de liga capazes de

aumentar a quantidade de ferrita acicular no metal de solda tem sido cada vez mais utilizados na fabricao de consumveis para soldagem. Entre os elementos de liga que

apresentam esta caracterstica, o nquel o que chama mais ateno.

Como comenta Fortes (2003), para temperaturas de teste abaixo de -30C, necessrio o emprego de arames de baixa liga, geralmente ligados ao nquel para melhorar a

tenacidade. Em arames tubulares do tipo 1% Ni e para temperaturas na faixa de -20C, podem ser alcanados aumentos na produtividade atravs de aumentos no aporte

trmico e na taxa de deposio. Nesse caso, a queda na tenacidade que ocorreria nos metais de solda de ao C-Mn compensada pelo teor de 1% Ni.

Segundo Utterberg (2002), o aumento do teor de nquel esta associado com o aumento na tenacidade cuja principal razo o refino de gros. Mas Evans (1991) acredita que em geral a microestrutura que contem maior proporo de ferrita acicular resulta no metal de solda com valores otimizados de resistncia e tenacidade baixa temperatura.

3.3. Influncia da microestrutura na tenacidade

A Sub-comisso IXJ do IIW (1988), desenvolveu, durante a dcada de 80, um esquema para a identificao dos microconstituintes de metais de solda ferrticos. Este esquema descreve os principais microconstituintes e suas sub categorias da seguinte forma:

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Ferrita Primaria [PF] Pode ocorrer de das formas, que podem ser contadas independentemente se o operador

se sentir confiante sobre a identificao clara de cada uma delas:

Ferrita de contorno de gro [PF(G)] Veios ou gros poligonais de ferrita associados com contornos de gros austeniticos primrios.

Feririta poligonal intergranular [PF(I)] Gros de ferrita usualmente poligonais, localizados dentro de gros austeniticos

primrios, trs vezes maiores do que os gros ou laminas adjacentes de ferrita.

Ferrita Acicular [AF] Pequenos gro de ferrita no alinhados localizados no interior de gros austeniticos

primrios. Uma regio de ferrita acicular normalmente inclui placas isoladas de grande razo entre largura e comprimento.

Ferrita com segunda fase [PS] Pode ocorrer de das formas, que podem ser contadas independentemente se o operador se sentir confiante sobre a identificao clara de cada uma delas:

Ferrita com segunda fase alinhada [FS(A)] Duas ou mais laminas paralelas de ferrita. No caso de apenas duas lminas, arazo de forma deve ser maior que 4:1. Se o operador tiver segurana, este constituinte pode ser sub-classificado como ferrita de placas laterais [FS(SP)], bainita superior [FS(UB)] ou bainita inferior [FS(LB)].

Ferrita com segunda fase no alinhada [FS(NA)] Ferrita envolvendo completamente microfases aproximadamente equiaquixiais ou distribudas aleatoriamente ou ripas isoladas de [AF]

Carboneto com agregado de ferrita [FC] Estruturas finas de ferrita e carbonetos, incluindo ferrita com carbonetos interfsicos e

perlita. Se o constituinte claramente identificado como perlita deve ser designado

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como [FC(P)]. Se o constituinte form menor que as lminas adjacentes dentro do gro austenitico primrio, deve ser desprezado.

Martencita [M] Colnias de martencita maiores que lminas adjacentes de ferrita. Se o operador estiver seguro, o constituinte pode ser classificado como martensita laminar ou maclada, M(L) ou M(T).

Segundo Evans (1991) as principais microestruturas encontradas na zona fundida de aos C-Mn e de baixa liga so: ferrita primria (PF) ferrita com segunda fase (FS), ferrita acicular (AF) e martensita (M) em alguns casos possvel identificar a microfase austenita-martensita (A-M). J Trindade et al. (2005) comentam a ocorrncia de bainita superior FS(A) e inferior FS(NA).

Trindade et al. (2005) e Surian e Vedia (1999), concordam que a microestrutura que contm maior proporo de ferrita acicular resulta no metal de solda com timos valores

de resistncia e tenacidade, principalmente para metais de soldada utilizados em aos C-Mn. Isto atribudo ao pequeno tamanho de gro (1 a 3m). Todavia, a predominncia de ferrita acicular na microestrutura no o nico fator para que se possa garantir boa tenacidade ao impacto.

Isto concorda com o encontrado por Zhang e Farrar (1997) onde a melhor tenacidade obtida com um alto volume de ferrita acicular (>60%) mas no o mximo volume (>80%). Dessa forma, uma microestrutura tima requer um alto teor de ferrita acicular, mas no necessariamente o maior. possvel visualizar na Fig. 8 as caractersticas de uma microestrutura composta por ferrita acicular em um metal de solda obtido pelo processo GMAW.

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Figura 8 - Placa de ferrita acicular (Bhadeshia et al., 1993)

Surian e Vedia (1999), comentam que, uma forma de melhorar a tenacidade do metal de solda atravs do controle microestrutural o qual requer levar em considerao a composio qumica do metal depositado.

3.3.1. Efeito do nquel

Com o objetivo de otimizar os valores de resistncia e tenacidade a baixas temperaturas, a presena de nquel nos consumveis para soldagem se torna muito comum, uma vez que este elemento atua na microestrutura refinando gros e como gerador de ferrita

acicular.

Evans (1991) descreve o efeito do nquel na microestrutura do metal de solda da seguinte forma:

Em geral a quantidade de ferrita primaria (PF) diminui com aumento do teor de nquel, havendo uma reduo dos veios de ferrita. Isto acompanhado principalmente com aumento do volume de ferrita acicular (AF) preponderantemente ao aumento de ferrita com segunda fase.

Wang e Liu (2002) e Evans (1991) comentam que o efeito benfico do nquel se mostra condicional. Segundo Evans (1991), as propriedades de impacto (tenacidade) so governadas por um efeito interativo entre o nquel e o mangans. O nquel comea benfico com baixo teor de mangans e prejudicial para alto.

19

Esse comportamento de metais de solda C-Mn-Ni pode estar relacionado com o fato da dureza do metal de solda aumentar linearmente com Mn e Ni, que atribudo

principalmente a maior resistncia da soluo slida e, em parte, pela formao de fases de maior dureza (Evans, 1991 e Kang et al., 2000).

Especificamente, Utterberg e Svensson (2002) relatam que bandas de segregao de microfases, resultantes da segregao de mangans durante a solidificao, resultam na deteriorao da tenacidade. A quantidade dessas bandas aumenta com o aumento do

teor de nquel. Elas tambm mudam o carter da microestrutura, desde que com aumento do teor de nquel a quantidade de martensita aumenta. O teor de mangans

tambm influncia poderosamente nas bandas de segregao.

Kang et al. (2000) tambm comentam o efeito condicional do nquel e sua inter-relao com o mangans: Variar o teor de nquel influencia a tenacidade cuja extenso depende do teor de mangans. Para baixo teor de mangans a adio de nquel aumenta a dureza (resistncia) sem sacrificar a tenacidade, enquanto para alto valor de mangans o nquel deteriora a tenacidade seriamente.

O mesmo efeito foi relatado por Evans (1991) onde para baixo teor de mangans, usualmente menor que 1% em peso, o aumento do nquel pode progressivamente

aumentar o volume de ferrita acicular no metal de solda de ao C-Mn. Entretanto, quando o contedo de mangans alto a ferrita acicular pode ser progressivamente

consumida por martensita e ferrita com segunda fase alinhada.

No mesmo trabalho, revelado que quando o teor de mangans est em torno de 1,4%

em peso, conhecido como nvel timo para metal de solda C-Mn, a tenacidade cai quando o nvel de nquel excede 2.25%.

O trabalho realizado por Evans avalia como principal varivel a temperatura de transio dctil frgil, apesar disso, podemos ver de forma clara a interaes entre Ni, Mn, Nb e V com a tenacidade do metal de solda nas condies como soldado e aps

tratamento trmico de alivio de tenses.

20

complexa a relao entre a composio qumica e a microestrutura uma vez que objetivar uma proporo de ferrita acicular suficientemente alta e assegurar a no formao de martensita, ainda necessariamente no garante uma boa tenacidade. A inter-relao entre nquel e mangans pode ser visualizada nos grficos apresentados na

Fig. 9.

Figura 9 - Influncia do nquel na tenacidade de Aos C-Mn (Evans, 1991)

Evans (1991) tambm mostra que um alto contedo de nquel e mangans tende a promover microsegregao de Ni, Mn e Si nas zonas reaquecidas baixa temperatura

21

resultando na reduo da tenacidade, que se mostra mais acentuada para o metal com altos teores de Ni e Mn.

Figura 10 - Influncia do nquel e mangans na tenacidade aps TTAT (Evans, 1991)

3.3.2. Efeitos do nibio e vandio

O efeito dos elementos de liga nos aos microligados como Nb, V, Al e Ti devem ser considerados uma vez que devido diluio eles podem estar presentes no metal de

solda em concentraes de 0,02 a 0,03 % em peso principalmente para Nb e at maiores para V.

O nibio combina fortemente com o carbono precipitando NbC temperaturas abaixo

de 1000C. Esses carbonetos so freqentemente observados durante o reaquecimento, por exemplo, durante tratamento trmico de alvio de tenses ou em soldagens

multipasses (Babu et al., 2001).

O nibio ocasiona uma deteriorao acentuada da tenacidade em ambas as condies, como soldado e aps tratamento trmico de alvio de tenses. Esta influncia negativa

do nibio aproximadamente a mesma para todos os nveis de mangans, dessa forma, deve-se manter o teor de nibio o mais baixo possvel (Evans, 1993a). O efeito do nibio na tenaciadade do metal de solda C-Mn (1.8% Mn) nas condies como soldado e aps tratamento trmico pode ser visto na Fig. 11.

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Figura 11 - Influncia do nibio na tenacidade (Evans, 1993a)

J o vandio combina com o carbono e nitrognio para precipitar como V(C,N) em temperaturas abaixo de 800C, assim como o nibio, mas a precipitao raramente

relacionada com o resfriamento do metal de solda, mas freqentemente observada no reaquecimento (Easterling, 1992).

O efeito positivo do vandio como formador de ferrita acicular inibido pela precipitao de V(C,N) que, assim como para o carboneto de nibio, aumenta o limite de resistncia a trao do metal de solda, particularmente se o reaquecimento for

necessrio, mas isso prejudicial tenacidade (Easterling, 1992). O efeito do vandio no metal de solda C-Mn (0.65% Mn) nas condies como soldado e aps tratamento trmico pode ser visto na Fig. 12.

Figura 12 - Influncia do vandio na tenacidade de aos C-Mn (baixo Mn) (Evans, 1993b)

23

O aumento do teor de vandio resulta em uma tendncia fragilizao quando aplicado tratamento trmico de alvio de tenses, mas no afeta na condio como soldado. observado que a fragilizao do metal de solda aps tratamento trmico se apresenta mais acentuada para altos contedos de Mn (Evans, 1993b). O efeito do vandio no metal de solda C-Mn (1.8% Mn) nas condies como soldado e aps tratamento trmico pode ser visto na Fig. 13.

Figura 13 - Influncia do vandio na tenacidade de aos C-Mn (alto Mn) (Evans, 1993b)

Apesar de todas as informaes encontradas nas bibliografias apresentadas ainda so poucos os trabalhos que avaliam o fenmeno de reduo da tenacidade em soldas

realizadas com arames tubulares rutlicos. O trabalho de Evans, por exemplo, baseado em soldas realizadas com eletrodos revestido bsicos e como dito anteriormente avalia

principalmente a temperatura de transio dctil frgil.

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4. METODOLOGIA EXPERIMENTAL

Neste captulo sero apresentados os materiais, os equipamentos e a metodologia

empregados neste trabalho.

4.1. Materiais

No desenvolvimento deste trabalho foram utilizados quatro tipos de arames tubulares rutlicos de 1,2mm de dimetro. Estes arames tubulares foram disponibilizados pela

ESAB S.A Ind e Com., cujos nomes comerciais so: OK TUBROD 81Ni1ULTRA, FILARC PZ 6138SR, FILARC PZ 6116S e OK TUBROD 15.11. Os quais resultam em metal depositado com teores de nquel entre 0,8 e 1,1% para os dois primeiros e entre 1,0 a 2,0% e 1,75 a 2,75% para os demais.

As composies qumicas especificadas para os arames tubulares, segundo ASME SFA

5.29 (2005) (FCAW Flux Cored Arc Welding -Low Alloy) esto apresentadas na Tab. I, onde valores simples indicam teores mximos permitidos. De acordo com esta norma, os arames so classificados como E81T1-Ni1, E81T1-Ni1MJ, E81T1-K2 e E81T1-Ni2, respectivamente.

Tabela I: Composio qumica dos arames tubulares segundo ASME SFA 5.29 (2005)

Material C(%) Si(%) Mn(%) P(%) S(%) Ni(%) Cr(%) Mo(%) V(%) Nb(%)

E81T1-Ni1

E81T1-Ni1MJ 0,12 0,80 1,50 0,030 0,030

0,80

1,10 0,15 0,35 0,05 -

E81T1-K2 0,15 0,80 0,50 1,75

0,030 0,030 1,00 2,00

0,15 0,35 0,05 -

E81T1-Ni2 0,12 0,80 1,50 0,030 0,030 1,75 2,75

- - - -

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Os quatro arames tubulares apresentam caractersticas similares no que diz respeito s propriedades mecnicas requeridas para o metal depositado e devem atender norma

ASME SFA 5.29 (2005) neste requisito, conforme a Tab. II.

Tabela II: Propriedades mecnicas mnimas exigidas (ASME SFA 5.29, 2005)

Material E81T1-Ni1 E81T1-Ni1MJ E81T1-K2 E81T1-Ni2

Limite de Escoamento (MPa) 550 Limite de Resistncia Trao (MPa) 470

Alongamento (%) 19 Resistncia ao Impacto(J) 27

Temperatura de ensaio (C) -29 -40 -29 -29

O arame tubular FILARC PZ 6138SR (E81T1-Ni1MJ) segue a mesma especificao de composio qumica descrita para o arame tubular OK TUBROD 81Ni1ULTRA

(E81T1-Ni1), eles se diferenciam unicamente no requisito de tenacidade ao impacto onde o sufixo J indica que o teste deve ser realizado temperatura 11C inferior a exigida para o arame E81T1-Ni1.

O arame tubular FILARC PZ 6138SR foi selecionado para o presente estudo por ter sido desenvolvido especificamente para aplicaes onde requerido tratamento trmico

de alvio de tenses sem perda das caractersticas de tenacidade baixa temperatura. Enquanto que o arame OK TUBROD 81Ni1ULTRA um produto standard desenvolvido para atender as especificaes da norma ASME. Os arames FILARC PZ 6116S e OK TUBROD 15.11 foram selecionados por apresentarem no metal depositados teores de Ni nas faixas de interesse deste trabalho.

Os gases de proteo foram selecionados seguindo as orientaes do fabricante do consumvel, podendo ser CO2 ou mistura de gases na proporo 75% Ar e 25% CO2. Especificamente para o OK TUBROD 81Ni1Ultra e PZ 6116S foi utilizado CO2, enquanto que para o PZ 6138SR e OK TUBROD 15.11 foi utilizado a mistura de gases.

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Este trabalho foi dividido em duas etapas:

1. Confeco de corpos de provas soldados em chapas de ao de 19mm de espessura conforme especificao da norma ASME SFA 5.29 (2005).

2. Confeco de corpos de prova soldados em chapas de ao de 50mm de espessura conforme especificao da norma Petrobrs N-1859 (1996).

Estas normas foram selecionadas por suas caractersticas, a primeira pelo fato

de ser a mais utilizada para a classificao e homologao de consumveis para soldagem. A segunda por ser a norma utilizada nas principais obras no setor naval e

offshore, em andamento no Brasil, para seleo de consumveis para soldagem. As exigncias quanto resistncia ao impacto da norma Petrobras esto apresentadas na Tab. III.

Tabela III: Resistncia ao impacto, mnimos exigidos (Petrobrs N-1859, 1996)

Material Temperatura de

ensaio (C) Mdia (J) Valor Individual (J)

Consumveis classe 80/90 Ksi Temperatura de projeto -30C 67 47

A temperatura de projeto considerada durante a realizao deste trabalho foi de 0C, resultando em uma temperatura de ensaio de resistncia ao impacto de -30C.

Para a confeco de corpos de prova segundo a norma ASME SFA 5.29 (2005) foram utilizadas chapas ao ASTM A36 com de 19mm de espessura por 300mm de comprimento por 150 mm de largura.

J para a confeco de corpos de prova segundo a norma Petrobrs N-1859 (1996) foram utilizadas chapas ao ASTM A516 grau 70 com 50mm de espessura por 660mm de comprimento e 152mm de largura.

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Essas dimenses foram adotadas uma vez que no seriam retirados corpos de prova para o ensaio CTOD, dessa forma, as chapas tinham aproximadamente a metade do

comprimento especificado na norma Petrobrs N-1859 (1996). A composio qumica das chapas de ao ASTM A36 e ASTM A516 grau 70 esto mostrados na Tab. IV.

Tabela IV: Composio qumica das chapas de ao (Especificao* x Real) ( *Bringas, 2004)

Material C(%) Si(%) Mn(%) P(%) S(%) Ni(%) Cr(%) Mo(%) V(%) Nb(%)

A36 0,25 0,40 - 0,040 0,050 - - - - -

Encontrado 0,12 0,04 0,43 0,016 0,006 0,02 0,013 0,00 0,013 0,042

A516-70 0,30 0,15 0,40

0,85 1,20

0,035 0,035 - - - - -

Encontrado 0,15 0,18 1,00 0,017 0,09 0,02 0,003 0,002 0,014 0,043

Apesar de no esperado, foram encontrados valores relativamente altos de Vandio e Nibio, estes valores foram confirmados por anlise qumica via mida e leitura em

aparelho de absoro atmica.

De qualquer forma, durante a preparao para a soldagem dos corpos de prova conforme especificao da norma ASME SFA 5.29 (2005) foi realizado o amanteigamento das chapas e da face dos cobre junta utilizados. Este amanteigamento trata-se da cobertura das superfcies com metal de solda do mesmo tipo a ser utilizado

na confeco do corpo de prova. A finalidade deste amanteigamento reduzir a diluio dos cordes de solda prximos chapa e ao cobre junta.

A Tab. V mostra os requisitos de propriedades mecnicas para as chapas de aos ASTM

A36 e ASTM A516 grau 70.

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Tabela V: Propriedades mecnicas das chapas de ao utilizadas (Bringas, 2004)

Material

Limite de Resistncia

(MPa)

Limite de Escoamento

(MPa)

Alongamento

(%)

A36 400-550 250 23

A516-70 485-620 260 21

4.2. Preparao das amostras

A primeira etapa do trabalho baseada na norma ASME SFA 5.29 (2005) e se inicia com a soldagem manual de uma amostra para cada arame tubular citado anteriormente,

de acordo com a geometria da junta que pode ser visualizada na Fig. 14.

Figura 14 - Esquema da junta segundo ASME SFA 5.29 (2005)

A soldagem foi realizada na posio plana com trs filetes por camada, conforme pode ser visto na Fig. 15, onde no foi levada em considerao a fuso da chapa nem a refuso dos cordes de solda.

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Figura 15 - Esquema da soldagem da junta segundo ASME SFA 5.29 (2005)

Para facilitar o entendimento de todos os testes realizados, a nomenclatura atribuda aos

arames tubulares est mostrada na Tab. VI.

Tabela VI: Nomenclatura utilizada - CPs ASME

Arame Tubular Nome Comercial Classificao ASME SFA

5.29 (2005)

ATR1 OK Tubrod 81Ni1Ultra E81T1-Ni1 ATR2 PZ 6138 SR E81T1-Ni1 MJ ATR3 PZ 6116 S E81T1-K2 ATR4 OK Tubrod 15.11 E81T1-Ni2

Os parmetros de soldagem utilizados esto apresentados na Tab. VII.

Tabela VII: Parmetros de soldagem utilizados na confeco das amostras

Parmetro\ Amostra ATR1 ATR2 ATR3 ATR4

Corrente (A) 270 229 253 240 Tenso (V) 29 29 29 28

Temperatura Interpasse (C) 166 166 166 166 Velocidade de soldagem (mm/s) 6,35 6,32 6,23 6,57

Aporte Trmico (kJ/mm) 1,23 1,12 1,18 1,02

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A segunda etapa do trabalho baseada na norma Petrobrs N-1859 (1996) e se inicia com a soldagem manual de duas amostras para cada um dos trs arames tubulares que

apresentaram melhores resultados de resistncia ao impacto na primeira etapa do trabalho. A geometria da junta foi preparada com chanfro em X com 3mm de nariz e 3mm de abertura na raiz, que pode ser visualizada na Fig. 16.

Figura 16 - Esquema da junta segundo Petrobrs N-1859D (1996)

Para facilitar o entendimento de todos os testes realizados, a nomenclatura atribuda s amostras est mostrada na Tab. VIII.

Tabela VIII: Nomenclatura utilizada - CPs N-1859

Arame Tubular Seqncia de Soldagem Nome Comercial Classificao ASME SFA

5.29 (2005)

ATR1A Alternada OK Tubrod 81Ni1Ultra E81T1-Ni1 ATR1C Continua OK Tubrod 81Ni1Ultra E81T1-Ni1 ATR2A Alternada PZ 6138 SR E81T1-Ni1 MJ ATR2C Contnua PZ 6138 SR E81T1-Ni1 MJ ATR3A Alternada PZ 6116 S E81T1-K2 ATR3C Contnua PZ 6116 S E81T1-K2

A soldagem foi realizada na posio vertical ascendente com trs filetes por camada de

enchimento e quatro filetes nas camadas de acabamento. As amostras foram preparadas variando apenas a seqncia de passes. Foi denominada seqncia de soldagem

alternmada aquela onde a partir da quarta camada de solda, onde esta formada por trs

31

cordes de solda, o ltimo cordo foi realizado no centro, o esquema da realizao destas amostras pode ser visto Fig. 17. Foi denominada de seqncia de soldagem

contnua onde os cordes de solda foram realizados sempre da esquerda para direita, como pode ser visto na Fig. 18. Em ambas as FIGuras no foram levados em

considerao a fuso da chapa nem a refuso dos cordes de solda.

Figura 17 - Seqncia alternada (A)

Os parmetros de soldagem utilizados na confeco das amostras em seqncia alternada esto mostrado na Tab. IX.

Tabela IX: Parmetros utilizados na confeco das amostras em seqncia alternada

Parmetro\ Amostra Lado A ATR1A

Lado B ATR1A

Lado A ATR2A

Lado B ATR2A

Lado A ATR3A

Lado B ATR3A

Corrente (A) 210 200 223 214 188 187 Tenso (V) 28 28 26 26 27 28

Temperatura Interpasse (C) 165 165 165 165 165 165 Velocidade de soldagem (mm/s) 3,80 3,67 4,04 4,17 3,88 3,84

Aporte Trmico (kJ/mm) 1,54 1,50 1,46 1,34 1,33 1,33

32

Figura 18 - Seqncia contnua (C)

Os parmetros de soldagem utilizados na confeco das amostras em seqncia continua so apresentados na Tab. X.

Tabela X: Parmetros utilizados na confeco das amostras em seqncia continua

Parmetro\ Amostra Lado A ATR1C

Lado B ATR1C

Lado A ATR2C

Lado B ATR2C

Lado A ATR3C

Lado B ATR3C

Corrente (A) 192 188 215 211 185 185 Tenso (V) 27 28 26 26 29 28

Temperatura Interpasse (C) 165 165 165 165 165 165

Velocidade de soldagem (mm/s) 3,47 3,67 4,14 4,40 3,81 3,87

Aporte Trmico (kJ/mm) 1,50 1,44 1,37 1,26 1,40 1,35

Para a soldagem das amostras em chapas espessas, estas foram travadas com a utilizao de cachorros como pode ser visto na Fig. 19, a inclinao aplicada aos cachorros tem a finalidade de reduzir as tenses residuais.

33

Figura 19 - Foto da montagem segundo norma Petrobrs N-1859 (1996)

Em todas amostras soldadas em chapas espessas foram utilizados cobre junta cermico para melhorar as caractersticas do passe de raiz. A soldagem foi realizada por apenas

um soldador, iniciando pelo do lado A, com os cachorros fixados no lado B. Aps a soldagem completa do lado A, foram removidos os cachorros do lado B para permitir que, com a utilizao de uma esmerilhadeira, fosse extrado totalmente o primeiro passe de solda evitando o envelhecimento da raiz. Em seguida, os cachorros foram fixados no

lado A sendo ento realizada a soldagem do lado B. Este procedimento foi repetido na preparao de todas amostras.

4.3. Tratamento trmico aps soldagem

O tratamento trmico aplicado nas duas etapas do trabalho foi determinado de acordo

com a norma Petrobrs N-1859 (1996), ou seja, mnimo de 2 minutos na temperatura de patamar de 600C 20C, para cada milmetro de espessura da chapa. No caso do corpo de prova segundo a norma ASME SFA 5.29 (2005), 38 minutos e segundo norma Petrobrs N-1859 (1996), 100 minutos (uma hora e quarenta minutos).

4.4. Preparao dos corpos de prova para os testes mecnicos

As amostras preparadas conforme a primeira etapa do trabalho foram cortadas como

mostrado nas Figs. 20 e 21. A seo correspondente ao corte A-A foi dividida ao meio de forma que se pudesse permitir que uma metade fosse tratada termicamente para

alvio de tenses.

34

Figura 20 - Local de retiradas dos CPs ao longo da amostra (ASME SFA 5.29, 2005)

Figura 21 - Localizao dos CPs (ASME SFA 5.29, 2005)

Dessa forma, os corpos de prova para ensaio Charpy-V (10 x 10 x 55)mm puderam ser ensaiados em duas condies, como soldado (CS) e aps tratamento trmico de alvio de tenses (CT). Alm dos corpos de prova para ensaio Charpy-V, um corpo de prova para ensaio de trao, com seo reduzida de 12,7mm, tambm foi preparado e ensaiado, mas apenas na condio CS. As dimenses das chapas e o posicionamento dos corpos

de provas em relao ao cordo de solda tambm podem ser vistos nas Figs. 20 e 21.

J as amostras preparadas de acordo com a norma Petrobras N-1859 (1996) foram ensaiadas nas duas situaes CS e CT, tanto os corpos de provas (CPs) para ensaio de trao quanto para ensaio Charpy-V. Da mesma forma realizada anteriormente, para cada da amostra foram preparados trs corpos de prova para ensaio Charpy-V (10 x 10 x 55)mm e 1 corpos de prova para ensaio de trao, com seo reduzida de 6,25mm, para cada condio de ensaio CS e CT. As dimenses das chapas e o posicionamento dos

35

corpos de provas em relao ao cordo de solda esto mostrado nas Figs. 22 a 25 onde as medidas esto em milmetros:

Figura 22 - Distribuio dos CPs segundo a norma Petrobrs N-1859 (1996)

Figura 23 - Posio de retirada dos CPs de Trao (Petrobrs N-1859, 1996).

Figura 24 - Posio de retirada dos CPs de Charpy-V (Petrobrs N-1859, 1996)

36

4.5. Caracterizao dos corpos de prova

Em cada um dos corpos de prova para ensaio de trao na condio CS, das duas etapas do trabalho, foi retirado um entalhe da seo transversal localizado na regio da garra

evitando o efeito da deformao, como mostrado na Fig. 25. Nestes entalhes foram realizadas anlises qumicas por espectrofotmetro de emisso ptica. Esta anlise tenta

buscar variaes na composio qumica que pudessem ser relacionadas s microestruturas e propriedades mecnicas obtidas nos demais testes.

Figura 25 - Posio da retirada dos entalhes dos corpos de prova para anlise

Nos entalhes, tambm foram realizadas cinco medies de dureza Rockwell B distribudas de forma aleatria sobre a superfcie. A medio de dureza foi realizada

com um durmetro de bancada Reicherter, com o objetivo de completar a caracterizao dos diferentes corpos de provas.

A anlise quantitativa das micrografias de cada corpo de prova realizado na regio colunar foi feita com a utilizao e uma malha com 6mm de abertura formada por 25pontos, esta malha foi aplicada em cinco campos de cada micrografia totalizando 125 pontos por corpo de prova. Tambm foram medidas as fraes recristalizadas realizando uma macrografia de cada corpo de prova. Utilizou-se a tcnica padro e ataque com

Nital 2% (IIW, 1988).

Para verificao e coleta de dados das micrografias, foi utilizado um microscpio metalogrfico Olympus com aumento de 500 vezes, uma mquina fotogrfica digital SONY Hiper HAD CCD-IRIS/RGB com adaptador SONY CMAD2. Para realizao das macrografias foi utilizado um microscpio Olympus com aumento de 7 vezes e a

mesma mquina fotogrfica digital SONY Hiper HAD CCD-IRIS/RGB e adaptador SONY CMAD2.

Superfcie

analisada

37

5. RESULTADOS E DISCUSSO

5.1. Corpos de prova conforme norma ASME SFA 5.29

Aps a realizao do ensaio de trao, cujos resultados sero apresentados mais frente, foi retirada uma seo transversal ao corpo de prova para a realizao da anlise quanto s composio qumica, dureza e microestrutura, como mostrado na Fig. 25. Os resultados de composio qumica encontrados esto apresentados na Tab. XI.

Tabela XI: Composio qumica do metal de solda - CPs ASME

Material C(%) Si(%) Mn(%) P(%) S(%) Ni(%) Cr(%) Mo(%) V(%) Nb(%) C.E.(%)

ATR1 0,03 0,39 1,09 0,015 0,008 0,97 0,014 0,005 0,017 0,049 0,2854

ATR2 0,05 0,32 1,13 0,013 0,009 0,93 0,015 0,009 0,019 0,045 0,3099

ATR3 0,05 0,29 1,05 0,018 0,008 1,23 0,025 0,008 0,036 0,056 0,3200

ATR4 0,03 0,40 0,93 0,015 0,009 2,48 0,022 0,008 0,021 0,053 0,3617

O calculo de Carbono Equivalente (C.E.) foi baseado na EQUAO (1), que pode ser vista abaixo:

C.E. = %C + %Mn/6 + %Mo/4 + %Cr/5 + %Ni/15 + %Cu/15 + %P/3

O metal de solda dos arames tubulares ATR2 e ATR3 apresentaram valores de nquel inferiores aos esperados, mas ainda dentro do especificado para estes consumveis na norma ASME SFA 5.29 (2005).

Aps a soldagem das amostras, estas foram preparadas para avaliao das propriedades mecnicas, sendo retirado de cada amostra, um corpo de prova (CP) para ensaio de trao, cujos resultados esto apresentados na Tab. XII.

38

Tabela XII: Resultados dos ensaios de trao - CPs ASME

Consumvel Limite de Resistncia

Trao (MPa) Limite de Escoamento

(MPa) Alongamento

(%)

ATR1 607 570 30 ATR2 567 503 30 ATR3 620 590 27 ATR4 673 635 25

Pode-se perceber que quanto maior o teor de nquel no metal depositado maiores so os

valores dos limites de resistncia e escoamento. Da mesma forma, h uma reduo do alongamento com o aumento de nquel no metal de solda. Entretanto, quando se analisa

o valor do C.E. percebe-se que, apesar de apresentar o menor valor para este parmetro, o CP ATR1 apresenta valores de limite de resistncia trao e escoamento superiores ao CP ATR2, que apresenta valor do C.E. 8,5% mais alto. O elemento que mais interferiu no resultado do C.E. entre os CPs soldados com estes dois arames foi o prprio carbono. Mas, no participa da equao do C.E. o Si, cujo teor no CP ATR1 praticamente 22% mais alto que no CP ATR2, este elemento juntamente com o maior teor de Ni, podem ser os responsveis pelo maior valor encontrado para os limite de resistncia trao e escoamento para o CP ATR1.

Aps a anlise qumica das traes, procedeu medio da dureza dos corpos de prova, os valores encontrados esto apresentados na Tab. XIII.

Tabela XIII: Resultados da Medio de Dureza - CPs ASME

Consumvel Dureza

(HRb) Desvio

Padro

ATR1 94 1,4 ATR2 90 1,6 ATR3 94 1,7 ATR4 99 0,5

39

O CP ATR2 apresentou o menor resultado de dureza do metal depositado, o que coincide com o encontrado nos limites de escoamento e resistncia. O CP ATR1

apresentou o mesmo valor que o CP ATR3 apesar de apresentar menos elementos de liga. J o CP ATR4 apresentou dureza 10% maior que o encontrado para o CP ATR2.

Novamente quando se analisa o valor do C.E. percebe-se que, apesar de apresentar o menor valor para este parmetro, o CP ATR1 apresenta valores dureza superiores ao CP ATR2, como comentado anteriormente este resultado pode estar relacionado com o maior teor de Si e Ni apresentados no CP ATR1.

O passo seguinte foi a realizao da avaliao microestrutural das regies colunares

(RC) e a medio das fraes recristalizadas (FR) obtida de acordo com a EQUAO (2), onde (ARR) a rea de cada regio recristalizada e (At) a rea total. As medies das fraes recristalizadas foram realizadas com a utilizao do software Quanticov. Foram realizadas trs medies em cada macrografia e o resultado determinado atravs

da mdia destes trs valores.

FR = ARR x 100 At

As regies colunares e recristalizadas podem ser vistas na Fig. 26. Para cada uma das amostras foi preparada uma micrografia. Uma vez que o CP completamente de metal de solda no houve preocupao quanto onde fotografar, o objetivo foi identificar regies colunares e recristalizadas bem definidas para micrografias, o que pode ser visualizado nas Figs. 27 a 30.

Figura 26 - Regies Colunares e Recristalizadas (7x)

RC

RR

40

Figura 27 - ATR1 Regio Colunar (500x) - CPs ASME

Figura 28 - ATR2 Regio Colunar (500x) - CPs ASME

FP

AF

FS

FS

FP

AF

41

Figura 29 - ATR3 Regio Colunar (500x) - CPs ASME

Figura 30 - ATR4 Regio Colunar (500x) - CPs ASME

FS FP

AF

FS

FP

AF

42

A anlise quantitativa das micrografias de cada corpo de prova, esta apresentada na Tab. XIV.

Tabela XIV: Anlise microestrutural quantitativa - CPs ASME

Amostra ATR1 ATR2 ATR3 ATR4

FP(%) 27 23 46 37 FS(%) 28 20 10 18 AF(%) 45 57 44 45

Na regio colunar no se percebe o efeito do nquel como formador de ferrita acicular uma vez que o CP ATR2 apresentou o maior valor de ferrita e o menor valor de Ni no

metal de solda. Os demais CPs apresentaram praticamente a mesma frao deste constituinte. O resultado apresentado pelo CP ATR2 ir coincidir com os resultados de

tenacidade que sero apresentados mais frente.

A anlise da Frao Recristalizada no apresentou grandes variaes entre os quatros CPs como pode ser visto na Tab. XV. Este fato est relacionado com o fato do mesmo

procedimento de soldagem ter sido empregado em todas as amostras.

Tabela XV: Frao recristalizada - CPs ASME

Amostra ATR1 ATR2 ATR3 ATR4

FR(%) 55,24 56,02 59,59 53,21 Desvio Padro 0,82 0,53 0,03 0,75

O ensaio de resistncia ao impacto Charpy-V, foi realizado em duas situaes, como soldado (CS) e aps tratamento trmico de alvio de tenses (CT), a temperatura de ensaio foi selecionada de acordo com a especificao da norma ASME SFA 5.29 (2005). Em cada situao foram testados 5 CPs de cada amostra, os valores esto

43

apresentados nas Tabs. XVI e XVII como tambm, na forma de grfico na Fig. 31 onde esto apresentadas as mdias desses resultados.

Tabela XVI: Resistncia ao Impacto (CS)- CPs ASME

Tabela XVII: Resistncia ao Impacto (CT)- CPs ASME

Figura 31 - Resistncia ao Impacto (J) - CPs ASME

Consumvel Resistncia ao Impacto (CS) (J) Mdia (J)

Desvio

Padro Temperatura de Ensaio

(C) ATR1 169 171 153 125 159 155,4 18,5 -29 ATR2 151 167 163 155 147 156,6 8,3 -40 ATR3 131 147 139 124 145 137,2 9,7 -29 ATR4 122 112 147 122 151 130,8 17,2 -29

Consumvel Resistncia ao Impacto (CT) (J) Mdia

(J) Desvio

Padro Temperatura de Ensaio

(C) ATR1 145 110 102 118 90 113,0 20,7 -29 ATR2 137 131 127 130 125 130,0 4,6 -40 ATR3 39 53 49 39 67 49,4 11,6 -29 ATR4 43 65 26 41 51 45,2 14,3 -29

44

Para todos os arames tubulares a situao aps tratamento trmico de alvio de tenses apresentou resultados de resistncia ao impacto pior, quando comparado com a

condio como soldado. A reduo da tenacidade foi mais acentuada para os arames com maior quantidade de elementos de liga conseqentemente maior C.E., ATR3 e

ATR4, onde a reduo da resistncia ao impacto foi em torno de 65%, apresentando na condio como soldado valores de 137,2 e 130,8J e na condio aps tratamento trmico de alvio de tenso 49,4 e 45,2J respectivamente. Apesar da pequena diferena entre eles, o arame ATR4 no foi soldado na condio de chapas espessa devido ao pior

resultado apresentado. O arame tubular ATR2 apresentou maior resultado de tenacidade nas duas situaes (CS) e (CT) apesar do ensaio ter sido realizado a temperatura 11C inferior aos demais arames.

5.2. Corpos de prova conforme norma Petrobrs N-1859

Aps a soldagem dos corpos de prova segundo a norma Petrobrs N-1859 (1996), estes foram preparados para avaliao das propriedades mecnicas nas condies como soldado (CS) e aps tratamento trmico de alvio de tenses (CT), os resultados apresentados neste trabalho so referentes a corpos de prova retirados no lado A das

amostras, os resultados de ensaio de resistncia ao impacto Charpy-V dizem respeito a CPs retirados a 2mm da superfcie da chapa.

Aps a realizao do ensaio de trao, foi retirada uma seo transversal de cada corpo de prova para a realizao da anlise quanto composio qumica, dureza e microestruturas. Os resultados de composio qumica encontrados esto apresentados na Tab. XVIII.

Tabela XVIII: Composio qumica do metal de solda - CPs N-1859

Material C(%) Si(%) Mn(%) P(%) S(%) Ni(%) Cr(%) Mo(%) V(%) Nb(%) C.E.(%)

ATR1 0,07 0,39 1,23 0,021 0,009 0,99 0,017 0,008 0,017 0,040 0,3534 ATR2 0.08 0.30 1.14 0.017 0.010 0.85 0.016 0.01 0.018 0,034 0,3381 ATR3 0.08 0.35 1.19 0.021 0.010 1.58 0.025 0.012 0.017 0,043 0,3986

45

Os valores de nibio e vandio no apresentam diferenas significativas, mas so teores suficientemente altos para afetar as propriedades so da ordem de PPM, o mtodo de

anlise por emisso atmica no seja o mais indicado, devendo, por exemplo, recorrer fluorescncia de Raios-X para proceder a uma avaliao mais criteriosa, infelizmente

no foi possvel a utilizao deste recurso neste trabalho. Os resultados de propriedades mecnicas obtidos podem ser visualizados na Tab. XIX:

Tabela XIX: Resultados dos ensaios de trao - CPs N-1859

Amostra

Limite de Resistncia

Trao

CS (MPa)

Limite de

Escoamento CS

(MPa)

Alongamento

CS (%)

Limite de Resistncia

Trao

CT (MPa)

Limite de

Escoamento

CT (MPa)

Alongamento

CT (%)

ATR1A 629 566 30 617 542 26 ATR1C 629 579 27 635 566 26 ATR2A 576 495 27 566 478 30 ATR2C 608 552 27 563 469 32 ATR3A 667 616 25 665 601 26 ATR3C 658 608 26 684 572 27

Todos arames tubulares apresentam uma pequena reduo no limite de escoamento na condio CT, esta se mostra mais acentuada no arame ATR2 quando a seqncia de soldagem contnua.

O arame tubular ATR3 apresenta um aumento na ordem de 25MPa no limite de resistncia na condio CT quando a seqncia de soldagem contnua, mas se mantm estvel quando soldado na seqncia alternada. J para o ATR2, em ambas as seqncias de soldagem, h uma reduo do limite de resistncia na condio CT que se apresenta mais acentuada para a seqncia contnua, este arame tubular apresenta os

menores valores de limite de resistncia em todas as condies. Este comportamento consistente com os valores de C.E. apresentados.

O arame tubular ATR2 apresenta um aumento no alongamento na condio CT em ambas situaes de seqncia de soldagem; enquanto que para o ATR1 h uma reduo no alongamento sendo esta mais acentuada na seqncia de soldagem contnua. O

46

ATR3 se mantm praticamente estvel em todas as condies, com uma leve tendncia de apresentar um melhor resultado na soldagem em seqncia contnua.

Aps as anlises qumicas, procedeu-se medio da dureza dos corpos de prova, os

valores encontrados esto apresentados na Tab. XX.

Tabela XX: Resultados da Medio de Dureza - CPs N-1859

Amostra Dureza CS

(HRb) Desvio Padro

Dureza CT

(HRb) Desvio Padro

ATR1A 91 0,6 91 2,5 ATR1C 94 1,5 89 3,6 ATR2A 87 2,0 86 1,2 ATR2C 90 2,5 88 0,6 ATR3A 95 0,6 95 2,1 ATR3C 92 2,5 94 0,6

O arame ATR3 apresenta um pequeno aumento na dureza na condio CT e na seqncia de soldagem contnua, mas se mantm estvel na seqncia alternada. As

amostras ATR1 e ATR2 apresentam reduo no valor de dureza na condio CT, esta reduo mais acentuada na seqncia de soldagem contnua nas duas amostras.

O passo seguinte foi realizao da avaliao microestrutural da regio colunar (RC), para cada uma das situaes de seqncia de passes e com ou sem tratamento trmico de alvio de tenses foi preparada uma micrografia. Uma vez que o CP completamente de metal de solda no houve preocupao quanto onde fotografar, o objtivo foi identificar regies colunares bem definidas para micrografias, estas podem ser visualizadas nas Figs. de 32 a 43.

47

Figura 32 - ATR1A Regio Colunar (CS) (500x) - CPs N-1859

Figura 33 - ATR1A Regio Colunar (CT) (500x) - CPs N-1859

FS

FP AF

FS

FP

AF

48

Figura 34 - ATR1C Regio Colunar (CS) (500x) - CPs N-1859

Figura 35 - ATR1C Regio Colunar (CT) (500x) - CPs N-1859

FS

FP

AF

FS

FP

AF

49

Figura 36 - ATR2A Regio Colunar (CS) (500x) - CPs N-1859

Figura 37 - ATR2A Regio Colunar (CT) (500x) - CPs N-1859

FS

FP

AF

FS

FP

AF

50

Figura 38 - ATR2C Regio Colunar (CS) (500x) - CPs N-1859

Figura 39 - ATR2C Regio Colunar (CT) (500x) - CPs N-1859

FS

FP

AF

FS

FP

AF

51

Figura 40 - ATR3A Regio Colunar (CS) (500x) - CPs N-1859

Figura 41 - ATR3A Regio Colunar (CT) (500x) - CPs N-1859

FS

FP

AF

FS

FP

AF

52

Figura 42 - ATR3C Regio Colunar (CS) (500x) - CPs N-1859

Figura 43 - ATR3C Regio Colunar (CT) (500x) - CPs N-1859

FS FP

AF

FS

FP AF

53

A anlise quantitativa das micrografias de cada amostra est apresentada na Tab. XXI.

Tabela XXI: Anlise microestrutural quantitativa - CPs N-1859

Amostra FP (%) FS (%) AF (%)

ATR1A RC (CS) 35 30 35 ATR1A RC (CT) 32 33 35 ATR1C RC (CS) 42 27 31 ATR1C RC (CT) 31 39 30 ATR2A RC (CS) 38 33 29 ATR2A RC (CT) 34 40 26 ATR2C RC (CS) 36 34 30 ATR2C RC (CT) 41 28 31 ATR3A RC (CS) 22 21 58 ATR3A RC (CT) 23 21 56 ATR3C RC (CS) 29 22 49 ATR3C RC (CT) 27 23 50

Pode-se perceber uma tendncia presena de maior frao de ferrita acicular e menor de ferrita de contorno de gro para os corpos de prova soldados na seqncia alternada

para os CPs de ATR1 e ATR3. Entretanto, para os CPs de ATR2 comportamento invertido.

De acordo com os resultados encontrados na avaliao quantitativa das micrografias, percebe-se que o tratamento trmico de alvio de tenses no modifica de forma significativa as relaes entre as fraes dos microconstituintes, o que coincide com o comentado por Fortes (2003) e Trindade et al. (2005).

Os CPs soldados com ATR3 tem a tendncia de apresentarem maior frao de ferrita

acicular, que ocorre para a seqncia de soldagem alternada. Este fato pode ser justificado pelo maior teor de Ni (1,58%), isto vem a coincidir com o apresentado por Evans (1991).

54

A anlise da Frao recristalizada no apresentou grandes variaes entre os CPs e as seqncias de soldagem como pode ser visto na Tab. XXII. Era esperado uma maior

frao recristalizado para os CPs soldado em seqncia alternada, pelo fato do ltimo cordo de uma camada ser realizado sobre os dois cordes anteriores, mas no este fato

no se confirmou.

Tabela XXII: Frao recristalizada - CPs N-1859

Amostra FR (%) Desvio

Padro

ATR1A (CS) 55,87 0,84 ATR1A (CT) 51,05 0,83 ATR1C (CS) 53,36 1,43 ATR1C (CT) 58,84 1,90 ATR2A (CS) 49,66 1,60 ATR2A (CT) 44,07 1,78 ATR2C (CS) 49,95 2,24 ATR2C (CT) 49,10 1,35 ATR3A (CS) 56,83 2,17 ATR3A (CT) 49,22 1,17 ATR3C (CS) 47,25 3,12 ATR3C (CT) 55,60 0,47

O ensaio de resistncia ao impacto, foi realizado em duas situaes, como soldado e aps tratamento trmico, a temperatura de ensaio foi selecionada de acordo com a especificao da norma Petrobrs N-1859 (1996), em todos os teste a temperatura de ensaio foi de -30C. Em cada situao foram testados 3 CPs Charpy-V. Os valores de tenacidade esto apresentados nas Tabs. XXIII e XIX, como tambm na forma de grfico na Fig. 44 onde esto apresentadas as mdias desses.

55

Tabela XXIII: Resistncia ao Impacto (CS) (J) CPs N-1859

Tabela XXIV: Resistncia ao Impacto (CT) (J) CPs N-1859

Figura 44 - Resistncia ao Impacto - CPs N-1859

Consumvel Resistncia ao Impacto (CS)

(J) Mdia

(J) Desvio

Padro

ATR1A 108 96 106 103,3 6,4 ATR1C 73 88 80 80,3 7,5 ATR2A 108 92 131 110,3 19,6 ATR2C 129 123 135 129,0 6,0 ATR3A 122 131 120 124,3 5,9 ATR3C 114 112 133 119,7 11,6

Consumvel Resistncia ao Impacto (CT)

(J) Mdia

(J) Desvio

Padro

ATR1A 29 29 47 35,0 10,4 ATR1C 80 43 83 68,7 22,3 ATR2A 120 123 123 122,0 1,7

ATR2C 84 123 122 109,7 22,2 ATR3A 17 22 29 22,7 6,0 ATR3C 45 35 49 43,0 7,2

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Os corpos de prova de ATR2 apresentam os maiores valores de tenacidade em ambas as situaes, como soldado e aps tratamento trmico de alvio de tenses. Quando soldado na seqncia alternada apresenta o melhor resultado de tenacidade na situao CT.

Os corpos de prova de ATR1 e ATR3 apresenta grande reduo no valor da resistncia ao impacto na situao CT, o que acontece de forma mais acentuada quando a seqncia de soldagem alternada. O corpo de prova soldado com o arame ATR1 na seqncia de

soldagem contnua apresenta um bom resultado de tenacidade na condio tratada, mas apresentou um valor individual (80, 43, 83) (J), abaixo do exigido pela norma Petrobrs N-1859 (1996) que de 47J, no se mostrando consistente nos resultados.

Estes resultados podem ser relacionados com o maior ter de Ni apresentado por ATR3, bem como, os maiores valores de C.E. apresentados por ATR1 e ATR3. Este fato o

mesmo que ocorreu com as amostras soldadas de acordo com a norma ASME SFA 5.29 (2005). Assim podemos perceber que a espessura da chapa influencia nos resultados de tenacidade aps tratamento trmico de alvio de tenses, em chapas espessas a deteriorao da tenacidade mais acentuada, mas os consumveis matm a mesma tendncia independente da espessura da chapa. Caso o metal de solda de um arame tubular apresente a tendncia deteriorao em chapas pouco espessas este fenmeno

ir se acentuar em chapas mais espessas.

A seqncia de soldagem no parece influenciar nos resultados de resistncia ao impacto, estes resultados dependem mais do consumvel utilizado, no sendo possvel determinar a melhor seqncia de soldagem para um dado consumvel sem a realizao

de testes comparativos. Entretanto, a tendncia apresentada na condio como soldado mantida aps tratamento trmico de alvio de tenses.

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6. CONCLUSES

Com base nos resultado dos testes realizados, pode-se concluir que:

O efeito do nquel como gerador de ferrita acicular em metais de solda de ao C-Mn, no pde ser identificado nas amostras soldadas conforme ASME 5.29 (2005), entretanto, nas amostras soldadas conforme a norma Petrobrs ntido que o aumento no teor de nquel resultou em maior frao deste

microconstituinte.

O maior valor de tenacidade no esta necessariamente associado a maior frao de ferrita acicular, apesar disto ter ocorrido nas amostras da norma ASME, o

mesmo no ocorreu nas amostras da norma Petrobrs, onde a amostra com a maior frao de ferrita acicular apresentou os piores valores de tenacidade.

A espessura da chapa a ser soldada influencia nos resultados de tenacidade, mas

os no determina. As propriedades do metal de solda esto mais relacionadas com o as caractersticas do consumvel de soldagem utilizado.

Na soldagem das amostras da norma Petrobrs no foi possvel identificar a partir dos resultados de propriedades mecnicas a influncia da seqncia de passes de soldagem. Os resultados de resistncia ao impacto parecem depender mais do consumvel utilizado, no sendo possvel determinar a melhor seqncia de soldagem para um dado consumvel sem a realizao de testes comparativos. Entretanto, uma tendncia apresentada na condio como soldado mantida

aps tratamento trmico de alvio de tenses.

O melhor resultado de tenacidad