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EFEITO DO PÓS AQUECIMENTO NA MICROESTRUTURA DAS

VIZINHANÇAS DA ZTA DE JUNTAS SOLDADAS DE AÇOS API

D. M. Almeida , T. M. Maciel , A. Q. Bracarense Av. Aprígio Veloso 882, Bodocongó, Campina Grande/PB, 58.109-970, Fone (83)310.1195, Fax

(83)310.1272 – mdaisy@df.ufpb.br Dep. de Engenharia Mecânica, Centro de Ciências e Tecnologia, Universidade Federal de Campina

Grande Dep. de Eng. Mecânica, Escola de Engenharia, Universidade Federal de Minas Gerais

RESUMO

Problemas com a soldagem dos aços de alta resistência e baixa liga com resistência mecânica acima de 70psi ( 49kgf/mm²) envolvem a instabilidade microestrutural destes quando submetidos aos ciclos térmicos da soldagem. No caso dos aços API para tubulações, a microestrutura original é resultado da composição química aliada a processamento termomecânico. Esta combinação resulta em estrutura bandeada de ferrita e perlita lamelar ou tendendo a esboroada. As vizinhanças da zona termicamente afetada-ZTA experimentam altas temperaturas o que desfigura a microestrutura original do aço. Neste trabalho foi avaliada a variação microestrutural nas vizinhanças da região de grão finos da junta soldada devido ao ciclo térmico da soldagem e feita a comparação destes efeitos com as alterações sofridas pelo Metal de Base-MB quando submetido a diferentes tempos de tratamentos térmicos. Para tanto amostras de aços API 5L X70 e X80 foram submetidas a tratamentos térmicos a 1, 3, 5 e 7h a 923K e foi verificado que as alterações microestruturais são análogas às da vizinhança da ZTA. Com base no modelo de Rosenthal, procurou-se estabelecer um procedimento para determinar a distância a partir da linha de fusão que estaria sujeita às alterações. Estes dados foram comparados com a medição direta desta distância para validação.

Palavras-Chave: aços API, soldabilidade, microestrutura.

INTRODUÇÃO O aumento da demanda energética no mundo tem reflexo direto na industria de tubulações, já

que os tubos são considerados sistemas econômicos e viáveis para o transporte de fluidos. As exigências como grandes diâmetros com espessuras de parede menores e maiores níveis de resistência com boa soldabilidade, indicam aços que aliam requisitos como composição química e processamento termomecânico adequados. Nesta categoria os aços API (American Petroleum Institute) formam uma classe particular de aços de alta resistência e baixa liga, próprios para fabricação de tubos para a condução de fluidos variados sob pressão, como petróleo e seus derivados, gás natural e minérios (1)(2).

A microestrutura dos aços API é geralmente constituída de bandas de ferrita e perlita e a composição química é a de um aço carbono manganês com adições de microligantes menores que 0,2%. Eles têm seu desempenho diretamente ligado à presença de grãos refinados pelos elementos de liga na forma de carbonetos, nitretos ou carbonitretos e pelo processamento termomecânico.

O pequeno tamanho de grãos diminui a temperabilidade e provê o material de alta resistência mecânica e boa tenacidade(3)(4).

A fabricação de longas tubulações para transporte de fluidos envolve procedimentos de soldagem que alteram a microestrutura e, conseqüentemente, as propriedades mecânicas dos aços API. Foi observado por Melo (5) e Almeida(6), durante tratamentos tér micos para alívio de tensões a 923K, que a estrutura bandeada do Metal de Base – MB de um aço API 5L X60, tendia a se descaracterizar com a dissolução da cementita e posterior precipitação em contornos de grãos da ferrita primária. Esta faixa de temperatura pode ser atingida durante os ciclos térmicos em juntas

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soldadas o que pode permitir mudança microestrutural semelhante nas vizinhanças da Zona Termicamente Afetada – ZTA.

Os ciclos térmicos podem ser estimados através de expressões matemáticas baseadas em equações de fluxo de calor, equações de Rosenthal(7). Para avaliar a distância da Linha de Fusão - LF que atinge a temperatura de 923K optou-se por uma expressão derivada da equação de Rosenthal, comumente utilizada para cálculo da temperatura máxima a uma determinada distância da LF, em cordão sob chapa com penetração total, equação 1(8)(9)(10).

00

113,41TTH

ceyTT f −

−ρ=−

(1)

onde T é a temperatura de interesse em °C, y a distância até a linha de fusão em mm, Tf a temperatura de fusão, c calor específico em (kJ/kg°C), e espessura da chapa em mm, ρ densidade em kg/ mm³ , H aporte térmico em kJ/mm e To temperatura inicial da chapa.

Neste trabalho foi avaliada a variação microestrutural nas vizinhanças da região de grão finos da junta soldada devido ao ciclo térmico da soldagem comparando-se estes efeitos com as alterações sofridas pelo MB quando submetido a diferentes tempos de tratamentos térmicos.

MATERIAIS E MÉTODOS

Para este estudo foram utilizadas juntas soldadas de aços API 5L X70 e X80 com composições

químicas apresentadas na tabela I.

Tabela I Composições Químicas API 5L C Si Mn P S Cr Ni Al Cu Nb Ti Mo V

X70 0,075 0,31 1,88 0,018 0,007 0,00 0,21 0,052 0,013 0,032 0,025 0,007 0,066

X80 0,066 0,20 1,69 0,017 0,008 0,28 0,017 0,046 0,015 0,051 0,019 0,005 0,011

As três amostras usadas foram fornecidas com as especificações de soldagem, uma de aço X70 e uma de aço X80, soldadas com o processo de arame tubular “metal cored”, e uma de X80, soldada com eletrodo revestido. O interesse deste estudo focou-se nas ZTAs das juntas utilizadas com espessura e especificações de soldagem listados na tabela II.

Tabela II Espessura e Especificações de Soldagem

Consumível API 5L

Processo de Soldagem Classe φ(mm)

Faixa de H(kJ/mm) e(mm)

X70 “Metal Cored” E90C- G 1,2 1,20-1,25 8,0 X80 “Metal Cored” E110C-G 1,2 1,70-2,10 16,0

X80 Eletrodo Revestido E10010- G 5,0 1,50-1,70 16,0

Os aços usados neste estudo não apresentam uma estrutura de bandas muito definida, conforme mostrado nas figura 1. As diferenças de tamanhos de grãos são devidas ao grau de deformação na laminação, maior para o X70 com espessura de chapa de 8,0 mm e menor para o X80 com espessura 16,0 mm.

Visando observar a ocorrência de degradação de perlita nos aços estudados, foram realizados tratamentos térmicos a 923K por 1, 3, 5 e 7h em forno de mufla.

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(a) X70 - aumento 500x (b) X70 - aumento 1250x

(c) X80 - aumento 500x (d) X80 - aumento 1250x

Figura 1 microestrutura original dos aços API.

A medição das distâncias da LF até a região com a modificação microestrutural em foco, foi feita com os parafusos micrométricos do prato do microscópio óptico a um aumento de 1000x. O alinhamento horizontal para as medidas foi escolhido por falta de movimento de giro do prato do microscópio. Para cada valor de y apresentado foram feitas pelo menos quatro medidas visando o cálculo do valor médio . As regiões de medição são evidenciadas na macrografia apresentada na figura 2.

Figura 2 Macrografia de uma das amostras evidenciando a região de medição de y - aumento 10x

Os cálculos para estimativa da distância y foram feitos, usando na equação (1), onde o valor do

calor específico foi obtido pela equação (2)

3514

41139274

1018641009461

1047811078294106885110789420944870

.,).T.,

T.,T.,T.,T.,,(c−

−−−−

−

+−−+= (2)

já que, de acordo com Maciel, es ta propriedade é bastante sensível à temperatura nesta faixa(7) . O valor da densidade foi obtido do CRC Handbook of Chemistry and Physic (11).

RESULTADOS E DISCUSSÕES

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Inicialmente observou-se que as estruturas bandeadas pouco definidas provavelmente estão relacionadas a fatores como teor de Mn alto, que torna o aço mais temperável, e temperaturas de desbaste, acabamento e bobinamento que, quando modificadas, alteram a microestrutura final do aço(4)(12) .

As figuras 3 e 4 apresentam a variação da microestrutura dos aços API X70 e X80 submetidos a tratamentos térmicos a 923K por 1, 5 e 7h. Conforme observado por Melo(5) e Almeida(6) para o aço API X60, os aços em estudo também apresentaram descaracterização da estrutura bandeada. Muito embora o bandeamento não seja tão severo, a degradação microestrutural é função do tempo, apresentando-se mais intensa para tempos de tratamento maiores. As alterações microestruturais incluem o aparecimento de pontos escuros inicialmente nos contornos de grãos e com o tempo, no interior deles parecendo indicar um processo de dissolução da perlita esboroada com tendência à formação de estrutura esferoidizada.

Nos tratamentos de esferoidização os eferoides formam-se por recozimento de aços com teores de carbono próximos ao eutetoide, a temperaturas logo abaixo de A1, onde a diminuição da área interfacial ferrita-cementita propicia a redução de energia livre(13). No caso em estudo, os aços têm teores de carbono abaixo do eutetoide, mas a estrutura bandeada conduz a uma composição eutetoide localizada nas bandas de perlita, podendo favorecer ai o desenvolvimento de processo similar ao de esferoidização.

(a) 1h - aumento1250x (b) 5h - aumento 1250x (c) 7h - aumento 1250x Figura 3 – Comportamento da microestrutura do X70 com o tempo de tratamento a 923K

(a) 1h - aumento 1250x (b) 5h - aumento 1250x (c) 7h - aumento 1250x

Figura 4 – Comportamento da microestrutura do X80 com o tempo de tratamento a 923K A observação das vizinhanças da ZTA para as três juntas soldadas em estudo confirmou que o

comportamento do MB é análogo ao do aço tratado termicamente, ou seja, sofre degradação microestrutural com características de processo de esferoidização e precipitação em contornos e interior de grãos de ferrita primária.

O valor de yTeórico foi calculado com base na equação 1 usando os valores extremos da faixa de aporte térmico fornecida com as amostras.

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A comparação entre os valores da distância y da LF até a região de dissolução da cementita foi feita através do desvio percentual entre o yTeórico e yMedido sendo apresentados na tabela III.

Tabela III Comparação entre os valores de y

H (kJ/mm) yTeórico (mm) yMedido (mm) DP (%)

X70-Metal Cored 1,20 4,13.10

-3 15,2

1,25 4,30.10-3 3,50.10-3 18,6

X80-Metal Cored 1,50 2,58.10-3 18,6 1,70 2,92.10-3 2,10.10-3

28,18 X80-Eletrodo Revestido

1,70 2,92.10-3 11,1 2,10 3,61.10-3 2,60.10-3

28,0 O desvio percentual médio entre yTeórico e yMedido é da ordem de 20%. Este desvio deve-se em

parte ao fato de que a equação usada para estimar o valor de y não ter sido prevista para processos de soldagem multi-passe e sua concepção ser para uma chapa fina, apesar deste conceito depender dos parâmetros de soldagem.

Dentre os fatores experimentais que influem neste desvio estão a dificuldade de visualização precisa da linha de fusão, já que a junta envolve vários passes de solda e a microestrutura da interface Metal de Solda-ZTA ser tratada por sucessivos ciclos térmicos.

A geometria da junta também influi já que o gradiente de temperatura tende a crescer radialmente provocando curvaturas nos depósitos, nas LFs e nas ZTAs(7)(15)(16) e, para um chanfro em V, esta direção não é paralela à face da junta, alinhamento utilizado para as medidas.

A visualização da região limite para a medida de y é delicada implicando em fonte de dificuldades de medição, pois nem sempre todas as bandas de laminação que aparecem no campo do microscópio têm o mesmo comportamento, uma pode se apresentar inteira enquanto a vizinha já pode estar em estágio inicial de dissolução.

CONCLUSÕES

§ Os aços API 5L X70 e X80 utilizados aqui, embora não apresentem bandeamento bem

definido, sofrem degradação da estrutura bandeada para tratamentos térmicos a 923K. § Os efeitos da dissolução de cementita foram intensificados com o aumento do tempo de

tratamento. § As vizinhanças das ZTAs das juntas soldadas destes aços apresentam o mesmo fenômeno

de degradação da estrutura bandeada observada para o MB tratado termicamente. § Tendo em vista as limitações apresentadas, o valor do desvio percentual médio de 20% pode

ser considerado aceitável, logo o procedimento de medida de y mostra-se uma ferramenta adequada para medição da influência dos ciclos térmicos de soldagem na degradação da microestrutura do MB.

§ A degradação microestrutural observada nas v izinhanças da ZTA pode conduzir a alterações de propriedades mecânicas nesta região.

§ As conseqüências das alterações de microestrutura poderão ser mapeadas através do estudo do MB sob diferentes condições de tratamentos térmicos.

AGRADECIMENTOS

Os autores agradecem a parceria da ESAB neste estudo e colaboração do CDTN/CNEN Belo

Horizonte nos procedimentos metalográficos.

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1996 2. C.S.Vasconcelos, www.petrobras.com.br/portugues/tecnolog/centropq/tecen31h.htm, 2000

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POST HEATING EFFECT IN ZTA MICROSTRUCTURE OF API STEEL WELDED JOINT

D. M. Almeida T. M. Maciel

A. Q. Bracarense Av. Aprígio Veloso 882, Bodocongó, Campina Grande/PB, 58.109-970, Fone (83)310.1195, Fax

(83)310.1272 – mdaisy@df.ufpb.br Dep. de Engenharia Mecânica, Centro de Ciências e Tecnologia, Universidade Federal de Campina

Grande Dep. de Eng. Mecânica, Escola de Engenharia, Universidade Federal de Minas Gerais

Problems with high strength low alloy steels with strength above 70 psi (49kg/mm²) involve their microstructural instability when submitted to welding thermal cycles. To API pipeline steels, the original microstructure is a combination of chemical composition plus thermomechanical process that may results in banded structure of ferrite and lamelar perlite. The heat affected zone- HAZ neighborhood suffers the high temperatures that deform the original microstructure of the steel. In this study it was evaluated the microstructure modification in the welded joint fine grain HAZ neighborhood, as welding thermal cycle result, and this effect was compared with base metal microstructure alteration suffered by thermal treatment at different times. To that, API 5L X70 and X80 samples were submitted to thermal treatments at 1, 3, 5 and 7h at 923K and it were verified that the microstructure modifications occurred, are analogous to those at HAZ neighborhood. With Rosenthal equation we tried to establish a procedure to determine the distance from the fusion line that would experiment the microstructure alterations. This data was compared with the direct distance observations to validate the procedure. Key words: API steels, weldability, microstructure.