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CENTRO UNIVERSITÁRIO ESTADUAL DA ZONA OESTE PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E TECNOLOGIA DE MATERIAIS Caracterização do Aço de Alta Resistência e Baixa Liga SAR 80T para Avaliação da Influência do Preaquecimento no Processo de Soldagem Obtido por Eletrodo Revestido Marcos Vinicius Boaventura Corrêa Rio de Janeiro 2017

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CENTRO UNIVERSITÁRIO ESTADUAL DA ZONA OESTE

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E TECNOLOGIA DE MATERIAIS

Caracterização do Aço de Alta Resistência e Baixa Liga SAR 80T para Avaliação da Influência do Preaquecimento no Processo de

Soldagem Obtido por Eletrodo Revestido

Marcos Vinicius Boaventura Corrêa

Rio de Janeiro 2017

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FUNDAÇÃO CENTRO UNIVERSITÁRIO ESTADUAL DA ZONA OESTE

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E TECNOLOGIA DE MATERIAIS

Caracterização do Aço de Alta Resistência e Baixa Liga SAR 80T para Avaliação da Influência Do Preaquecimento no Processo de

Soldagem Obtido por Eletrodo Revestido Dissertação apresentada, como requisito parcial para obtenção do título de Mestre, ao Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia de Materiais, do Centro Universitário Estadual da Zona Oeste. Área de concentração:

Orientado: Marcos Vinicius Boaventura Corrêa Orientador: Professor Dr. Mauro Carlos Lopes de Souza

Rio de Janeiro 2017

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AUTORIZO A REPRODUÇÃO E DIVULGAÇÃO TOTAL OU PARCIAL DESTE TRABALHO, POR QUALQUER MEIO CONVENCIONAL OU ELETRÔNICO, PARA

FINS DE ESTUDO E PESQUISA, DESDE QUE CITADA A FONTE.

___________________________ __________________________________

Data Marcos Vinicius Boaventura Corrêa

X000 Corrêa, Marcos Vinicius Boaventura.

Caracterização do Aço de Alta Resistência e Baixa Liga SAR 80T

para Avaliação da Influência do Preaquecimento no Processo de

Soldagem Obtido por Eletrodo Revestido

70f. Orientador: Mauro Carlos Lopes de Souza Dissertação (Mestrado) – Centro Universitário Estadual

da Zona Oeste, Rio de Janeiro.

1. Metalurgia. 2. soldagem. 3. Metais – Propriedades Mecânicas. 4. Metais – Tratamento Térmico 5. SAR 80T I.

Mauro Carlos Lopes de Souza, Dsc (Orientador) XXX 000.000

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Marcos Vinicius Boaventura Corrêa

Caracterização do Aço de Alta Resistência e Baixa Liga SAR 80T para Avaliação da Influência do Preaquecimento no Processo de Soldagem Obtido

por Eletrodo Revestido Dissertação apresentada, como requisito parcial para obtenção do título de Mestre, ao Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia de Materiais, do Centro Universitário Estadual da Zona Oeste. Área de concentração:

Aprovado em: 29 de novembro de 2017. Banca Examinadora:

_____________________________________________________ Prof. Mauro Carlos Lopes de Souza, Dsc. (Orientador) Processos Metalúrgicos – UEZO _____________________________________________________ Prof. Roberta Gaidzinski, Dsc. Processos Metalúrgicos – UEZO _____________________________________________________ Prof. José Luiz Fernandes. Dsc. Centro Federal Educação Tecnológica – CEFET/RJ

Rio de Janeiro 2017

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A minha amada esposa, Ladjane Benevinuto, grávida, de minha primeira

filha, Manuela. Quem sempre me apoiou e incentivou em tudo com muito amor.

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AGRADECIMENTOS

Primeiramente agradeço a Deus por toda força que tem me dado para

enfrentar os desafios e pelas bênçãos imerecidas.

À minha esposa Ladjane Benevinuto, grávida de minha primeira filha

Manuela, que me incentiva e cuida de nossa família com tamanho zelo e

desprendimento.

À minha mãe, Mariângela Boaventura e Irmão, Rodrigo Boaventura, pelo

carinho e incentivo.

Ao grande Professor Dr. Mauro Carlos Lopes de Souza, que pacientemente

me orientou e incentivou a pesquisar, trabalhar e alcançar esse tão sonhado

objetivo.

Aos professores e amigos do curso de Mestrado em Ciência e Tecnologia dos

Materiais UEZO, que foram peças fundamentais para a conclusão desse desafio.

A todos os profissionais da amada empresa em que trabalho, Nuclebrás

Equipamentos pesados S/A, que doaram seus preciosos tempos em me transmitir

conhecimento e ajudar com os meus experimentos.

À Nuclebras Equipamentos Pesados S/A, que me doou o material e permitiu

realizar os meus experimentos em suas dependências, contribuição muito valiosa.

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“A verdadeira Ciência e a Inspiração se

acham em perfeita harmonia. A falsa ciência

é qualquer coisa à parte de Deus”.

Elen White, MJ pag.190

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RESUMO

CORRÊA, Marcos Vinicius Boaventura. Caracterização do Aço de Alta Resistência e Baixa Liga SAR 80T para Avaliação da Influência do Preaquecimento no Processo de Soldagem Obtido por Eletrodo Revestido. 2017. Dissertação (Mestrado Profissional). Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia de Materiais – Centro Universitário Estadual da Zona Oeste 2017.

O presente trabalho tem o objetivo de avaliar a influência da temperatura do tratamento térmico de preaquecimento em metal de adição e de base no processo de soldagem obtido por eletrodo revestido - Shielded Metal Arc Welding – SMAW utilizando o aço de alta resistência e baixa liga SAR 80T como metal de base e o eletrodo AWS E7018 como metal de adição. Em estudos anteriores, foi analisada a influência do tratamento térmico de preaquecimento em outros aços da classe ARBL – Alta Resistência e Baixa Liga, utilizando também, outros processos de soldagem. Desta forma o presente estudo dá sequência a este programa de pesquisas, com o intuito de verificar a possibilidade de obtenção de melhores propriedades mecânicas para junta soldada e uma maior segurança em projetos em que esse material e procedimento forem especificados. Este trabalho teve como estímulo um caso real em que um empreendimento, obteve indesejados defeitos de soldagem, principalmente as trincas induzidas pelo hidrogênio, por causa da seleção de parâmetros de soldagem. Foram soldadas amostras de soldagem multipasse, pelo processo eletrodo revestido – SMAW com diâmetro de 3,2mm, preaquecimento nas faixas 70-90°C, 100-120°C, 140-160°C, corrente contínua CC+, posição plana, aporte térmico médio 12,54kJ/cm. Após o procedimento de soldagem, foram realizados ensaio Charpy, visual, Ultrassom e metalográficos a partir de corpos de prova retirado das amostras de soldagem chamadas de AM1, AM2 e AM3. Os resultados obtidos mostraram que os metais envolvidos no processo apresentaram propriedades satisfatórias em todas as condições experimentadas, nos quais propiciaram resultados acima do limite mínimo requeridos. Concluiu-se então, que temperaturas de preaquecimentos diferentes, nas condições soldadas destes ensaios, não afetaram a ponto de ocorrer fragilização / defeitos e invalidar ou reparar a solda. Palavras-chave: Metal de solda, SMAW, Aços de alta resistência e baixa liga, preaquecimento

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ABSTRACT

CORRÊA, Marcos Vinicius Boaventura. Characterization of high strength and low alloy steel SAR 80T to evaluate the influence of preheating in shielded metal arc welding. 2017. Dissertation (Masters). Post Graduation in Science and Materials Technology – Centro Universitário Estadual da Zona Oeste 2017.

The present work evaluates the influence of preheating treatment temperature in filler and base metal in the process obtained by shielded metal arc welding – SMAW, using high strength and low alloy steel SAR 80T as a base metal and the electrode AWS E7018 as a filler metal. In prior studies, it was analyzed the influence of preheating treatment in other steels of the HSLA class - high strength and low alloy, using other welding processes. This way, the present work continues this research program, aiming to verify the possibility of obtaining better mechanical properties for welded joints and more safety in projects in which this material and procedure are specified. This work had as motivation a real case, in which an enterprise achieved unexpected welding defects, mainly cold cracking, due to the welding parameters. It was welded multi-pass welding samples, by SMAW process with a 3,2 mm diameter, preheating range of 70-90°C, 100-120°C, 140-160°C, direct current, flat positioned, average heat input of 12,45KJ/cm. Afterwards, it was performed the Charpy, visual, ultrasound and metallographic tests in the testing pieces collected from welding samples named AM1, AM2, and AM3. The results found demonstrated that the metals involved in the process presented satisfying proprieties in all of the conditions analyzed, in which the results are above the minimum limit required. Keywords: welding metal, SMAW, high-tensile and low alloy steel, preheating.

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LISTA DE FIGURAS

Figura 1 - Comparação entre o tamanho de grão obtido pelos diferentes processos

de laminação ............................................................................................................. 19

Figura 2 - (a) Vaso de pressão (b) Navio FPSO cidade de Caraguatatuba (c) Vagão

de trem de carga MRS (d) Ponte de estrutura de aço ............................................... 21

Figura 3 - Desenho de uma soldagem com eletrodo revestido ................................. 22

Figura 4 - Zonas de uma junta soldada ..................................................................... 23

Figura 5 - Mata junta em abertura de raiz ................................................................. 27

Figura 6 - Trinca induzida pelo hidrogênio ................................................................ 31

Figura 7 - Difusão do hidrogênio do metal de solda para ZTA durante a soldagem .. 32

Figura 8 - Efeito do aporte térmico na velocidade de resfriamento ........................... 35

Figura 9 - Efeito do aporte térmico na soldagem ....................................................... 36

Figura 10 - (a) Plano de corte das amostras; (b) Corte das amostras ....................... 40

Figura 11 - Configuração da geometria da junta soldada .......................................... 41

Figura 12 - (a) Posicionamento dos termopares, (b) Registrador eletrônico de

temperatura ............................................................................................................... 41

Figura 13 - Resistência elétrica utilizada no procedimento ....................................... 43

Figura 14 - Montagem do dispositivo de fixação, resistência elétrica e lã de vidro ... 43

Figura 15 - Sequência de soldagem com eletrodo revestido .................................... 44

Figura 16 - Retirada do corpo de prova charpy-V ..................................................... 50

Figura 17 - Corpos de Prova Charpy agrupados para ensaio a -10ºC, e -18ºC ........ 50

Figura 18 - Máquina de ensaio de impacto Charpy-V ............................................... 50

Figura 19 - Ultrassom das amostras ensaiadas ........................................................ 54

Figura 20 - Linhas de fatiamento da amostra ............................................................ 54

Figura 21 - Indicação de descontinuidade AM1 ........................................................ 55

Figura 22 - Visão geral do ultrassom realizado na amostra AM1 .............................. 56

Figura 23 - Visão geral do ultrassom realizado na amostra AM2 .............................. 57

Figura 24 - Visão geral do ultrassom realizado na amostra AM3 .............................. 58

Figura 25 - Comparativo entre energia absorvida obtida para cada amostra e o

mínimo aceitável do metal de base ........................................................................... 60

Figura 26 - Comparativo entre energia absorvida obtida para cada amostra e o

mínimo aceitável do metal de solda .......................................................................... 61

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Figura 27 - Macrografia da amostra AM1 com aumento em 10x............................... 62

Figura 28 - Macrografia da amostra AM2 com aumento em 10x............................... 62

Figura 29 - Macrografia da amostra AM2 com aumento em 10x............................... 63

Figura 30 - (a) Micrografia da ZF 100x – AM1; (b) Micrografia da ZF 400x – AM1; (c)

Micrografia da ZTA 100x – AM1; (d) Micrografia da ZTA 400x – AM1 ...................... 64

Figura 31 - (a) Micrografia da ZF 100x – AM2; (b) Micrografia da ZF 400x – AM2; (c)

Micrografia da ZTA 100x – AM2; (d) Micrografia da ZTA 400x – AM2 ...................... 65

Figura 32 - (a) Micrografia da ZF 100x – AM3; (b) Micrografia da ZF 400x – AM3; (c)

Micrografia da ZTA 100x – AM3; (d) Micrografia da ZTA 400x – AM3 ...................... 66

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LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Elementos adicionados aos aços de alta resistência e baixa liga ARBL .. 17

Tabela 2 - Designações nominais de liga para a especificação ................................ 26

Tabela 3 - Classificação das descontinuidades em processo de soldagem .............. 29

Tabela 4 - Temperatura de preaquecimento, entrepasses e pós-aquecimento ........ 37

Tabela 5 - Constituintes do eletrodo E7018 .............................................................. 38

Tabela 6 - Composição química do eletrodo E7018 .................................................. 39

Tabela 7 - Propriedades mecânicas do eletrodo E7018 ............................................ 39

Tabela 8 - Temperaturas de Preaquecimento das amostras .................................... 42

Tabela 9 - Parâmetros de soldagem para (AM1) - Junta com pré-aquecimento na

faixa de 70ºC a 90ºC ................................................................................................. 45

Tabela 10 - Parâmetros de soldagem para AM1 - Junta com pré-aquecimento na

faixa de 100ºC a 120ºC ............................................................................................. 46

Tabela 11 - Parâmetros de soldagem para AM1 - Junta com pré-aquecimento na

faixa de 140ºC a 160ºC ............................................................................................. 47

Tabela 12 - Dados de produtividade ......................................................................... 52

Tabela 13 - Ensaio não destrutivo de inspeção visual .............................................. 53

Tabela 14 - Localização e configuração da indicação do defeito .............................. 55

Tabela 15 - Resultados obtidos de impacto Charpy-V .............................................. 60

Tabela 16 - Valores mínimos de Impacto dos metais ................................................ 60

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LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

A Corrente de soldagem em ampers

ABNT Associação brasileira de normas técnicas

AC Aporte térmico

AF Ferrita Acicular

AM1 Amostra de soldagem nº 1

AM2 Amostra de soldagem nº 2

AM3 Amostra de soldagem nº 3

ARBL Aços de alta resistência e baixa liga

ASTM Sociedade americana de testes e materiais

AWS Sociedade americana de soldagem

CE Carbono Equivalente

D Coeficiente de difusibilidade

FPSO Unidade flutuante de produção, armazenamento e

transferência de petróleo

FSP Ferrita com segunda fase

IIW International Institute of Welding

LF Linha de fusão da solda

LR Limite de resistência

MB Metal de Base

MIG Soldagem por arco elétrico com gás de proteção

MRS Malha Regional Sudeste da Rede Ferroviária Federal S.A.

PF Ferrita poligonal

PLASMA Soldagem por arco plasma

R Constante dos gases

SMAW Soldagem a arco elétrico com eletrodo revestido

T Temperatura

TD Taxa de deposição

TIG Soldagem com gás inerte de tungstênio

US Ensaio não destrutivo de ultrassom

V Tensão de soldagem em Volts

v Velocidade de soldagem em mm/min.

ZF Zona fundida

ZL Zona de ligação

ZTA Zona termicamente afetada

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SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ................................................................................................... 14

2 OBJETIVO .......................................................................................................... 16

3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA .............................................................................. 17

3.1 AÇOS DE ALTA RESISTÊNCIA E BAIXA LIGA - ARBL .............................. 17

3.2 AÇO DE BAIXA LIGA DE ALTA RESISTÊNCIA SAR 80T ........................... 19

3.3 SOLDAGEM OBTIDA POR ELETRODO REVESTIDO ................................ 22

3.3.1 Eletrodos revestidos para soldagem de aços baixa liga ........................ 25

3.4 DESCONTINUIDADES EM PROCESSOS DE SOLDAGEM ....................... 27

3.4.1 Classificação das descontinuidades ...................................................... 28

3.5 TRATAMENTO TÉRMICO DE PREAQUECIMENTO .................................. 34

4 MATERIAIS E MÉTODOS .................................................................................. 38

4.1 MATERIAIS .................................................................................................. 38

4.1.1 Metal de base ........................................................................................ 38

4.1.2 Metal de adição ..................................................................................... 38

4.1.3 Constituintes do material de adição ....................................................... 38

4.1.4 Propriedades químicas do metal de adição ........................................... 38

4.1.5 Propriedades mecânicas do material de adição .................................... 39

4.2 MÉTODOS ................................................................................................... 39

4.2.1 Corte de chapas para ensaio ................................................................. 39

4.2.2 Preparação da geometria da junta ......................................................... 40

4.2.3 Procedimento de soldagem ................................................................... 41

4.2.4 Análise da produtividade ....................................................................... 48

4.2.5 Ensaio inspeção visual .......................................................................... 48

4.2.6 Ensaio de ultrassom .............................................................................. 49

4.2.7 Ensaio de impacto Charpy-V ................................................................. 49

4.2.8 Ensaios metalográficos .......................................................................... 51

5 RESULTADOS ................................................................................................... 52

5.1 ANÁLISE DA PRODUTIVIDADE .................................................................. 52

5.2 ENSAIO INSPEÇÃO VISUAL ...................................................................... 52

5.3 ENSAIO DE ULTRASSOM .......................................................................... 53

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5.3.1 Ensaio de ultrassom AM1 ...................................................................... 55

5.3.2 Ensaio de ultrassom AM2 ...................................................................... 56

5.3.3 Ensaio de ultrassom AM3 ...................................................................... 57

5.4 ENSAIO DE IMPACTO CHARPY................................................................. 58

5.5 ENSAIOS METALOGRÁFICOS DOS METAIS ............................................ 61

5.5.1 Macrografia ............................................................................................ 61

5.5.2 Micrografia ............................................................................................. 63

5.5.2.1 Micrografia da amostra AM1 .............................................................. 64

5.5.2.2 Micrografia da amostra AM2 .............................................................. 65

5.5.2.3 Micrografia da amostra AM3 .............................................................. 66

6 CONCLUSÃO ..................................................................................................... 68

7 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ................................................. 69

8 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .................................................................. 70

ANEXO 1 - RELATÓRIO DE ENSAIO (AWS D1.1) ................................................. 72

ANEXO 2 - RELATÓRIO DE ENSAIO (PHASED ARRAY E TOEFD) ..................... 73

ANEXO 3 – RELATÓRIO DE ENSAIO (PHASED ARRAY E TOFD) ....................... 74

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1 INTRODUÇÃO

Com o passar dos anos, o desenvolvimento tecnológico tem possibilitado

uma importante evolução na área de materiais, e a fabricação de novos aços evoluiu

muito, bem como a necessidade da indústria de manufatura em aumentar sua

demanda fabril e qualidade em seus produtos. A indústria de equipamentos offshore

precisa constantemente adequar seus processos fabris e aplicação/incorporação de

novas tecnologias advindas da indústria siderúrgica para atender à necessidade,

cada vez mais constante, de fornecer equipamentos com alta resistência mecânica,

boa tenacidade e com menor peso possível. Também se alinha a demanda de tal

indústria aumentar, a vida útil de seus equipamentos.

A utilização adequada de novos aços passa, inevitavelmente, por sua

soldabilidade, ou seja, a capacidade de o metal ser soldado em condições de

fabricação e ter corno resultado uma junta com qualidade exigida para aplicação

específica. Esta soldabilidade deve atender aos requisitos mecânicos e químicos,

mas sem nunca esquecer os outros grandes problemas da junta soldada, ou seja, a

deformação e os defeitos (BEZERRA, 2005). Para que haja uma boa soldabilidade

devem ser observados e respeitados cada etapa do processo de soldagem, tais

como, preparação de chanfro, preparação de dispositivos de travamento, goivagem,

controle de temperatura, entre outros. Bem como os fatores intrínsecos a estas

etapas do processo, tais como, temperaturas de preaquecimento e de pós-

aquecimento, energia de soldagem, tipo de corrente, número de camadas, entre

outros.

Entende-se que a estrutura cristalina dos metais é afetada pela temperatura

em que o material é aquecido, pelo tempo de permanência nesta temperatura e pela

taxa de resfriamento. A mudança na estrutura determina as propriedades do

material, existindo diversas maneiras de controlá-la, sendo as principais os

tratamentos térmicos (ESAB, 2005 apud OLIVEIRA, 2015). Neste caso, não há como

delinear um processo de soldagem para aços com alto limite de resistência sem

avaliar a necessidade da etapa de tratamento térmico de soldagem.

Com o objetivo de minimizar os custos e ou aumentar a produtividade, tem-

se realizado estudos com o fim de determinar parâmetros ideais de soldagem para

cada aço que surge no mercado, diminuindo a incidência de defeitos, evitando

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retrabalho ou até mesmo a perda do material o qual foi submetido a algum processo

de soldagem.

A presente dissertação dá sequência a estes estudos e tem por objetivo

avaliar a influência da temperatura ideal de tratamento térmico de preaquecimento

no processo de soldagem por eletrodo revestido no aço SAR 80T. Por ser tratar de

um fator muito significante no processo de soldagem de aços de alta resistência, a

temperatura de preaquecimento foi escolhida como objeto do estudo. A escolha do

aço SAR 80T deve-se a sua importância na construção de equipamentos offshore tal

como um equipamento chamado bocas de sinos, essenciais para extração de

petróleo em sistemas de plataformas flutuantes. Espera-se encontrar o melhor

parâmetro possível para este ensaio tendo como referência o trabalho desenvolvido

por PINHEIRO (2012).

Neste trabalho cada lote de amostra de soldagem do aço ARBL SAR 80T foi

submetido a condições distintas de temperatura de tratamento térmico de

preaquecimento durante o processo de soldagem por eletrodo revestido, respeitando

os critérios na norma de soldagem da AWS American Welding Society (Sociedade

americana de Soldagem), destes ensaios cada lote gerou, seis corpos de provas de

charpy com detalhe em “V” e corpos de prova para ensaios metalográfico.

Em uma etapa posterior ao da soldagem das amostras, com diferentes

temperaturas de tratamento térmico de preaquecimento, os corpos de prova foram

submetidos a ensaio de impacto, Charpy com detalhe em “V”. Os ensaios mecânicos

indicaram os efeitos dos tratamentos térmicos de preaquecimento após a soldagem

das amostras nas as propriedades mecânicas do material de base e soldagem.

Investigações da microestrutura do material foram realizadas por meio de

microscópio para avaliação de fenômenos causadores de alterações da estrutura do

material de base e de soldagem.

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16

2 OBJETIVO

Verificar a influência do tratamento térmico de preaquecimento nas

propriedades mecânicas do material, a fim de observar se os parâmetros

determinados pela norma AWS A5.5 foram relevantes para os defeitos ocorridos em

uma situação real, em que ocorreram as trincas induzidas pelo hidrogênio.

Determinar quais parâmetros experimentados atendem os requisitos

mínimos para aceitação e especificação dos mesmos em projetos, visando o

controle de qualidade e segurança dos empreendimentos.

Demostrar que é possível a economia de energia empregada neste

procedimento de soldagem, devido a redução da temperatura de preaquecimento,

ou o ganho de produtividade com o aumento da temperatura de preaquecimento.

Verificar a influência do tratamento térmico de preaquecimento nas

propriedades microestrutural para o meterial.

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17

3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

3.1 AÇOS DE ALTA RESISTÊNCIA E BAIXA LIGA - ARBL

A necessidade do desenvolvimento de aços de alta resistência, elevada

soldabilidade e consideráveis níveis de ductilidade, levou ao desenvolvimento de

aços de Alta Resistência e Baixa Liga, ARBL. Para isso, o teor de carbono foi

diminuído progressivamente e a elevação da resistência e a melhoria da tenacidade

tem sido conseguida pela adição de elementos de liga tais como o Ti, Mo, Cr, Al e V.

(BRAZ, 1999). Segundo CHIAVERINI (2012), para melhorar os requisitos de maior

resistência mecânica, melhor resistência à corrosão atmosférica, mais elevada

relação de resistência à tração para o limite de escoamento com adequada

trabalhabilidade e soldabilidade, são obtidos os chamados aços de “Alta Resistência

e Baixa Liga ARBL”, caracterizados por apresentarem os elementos que são

adicionados a sua composição dentro das seguintes faixas, mostradas na Tabela 1:

Tabela 1 - Elementos adicionados aos aços de alta resistência e baixa liga ARBL

ELEMENTO QUANTIDADE EM %

C 0,06 a 0,28

P 0,01 a 0,12

Si 0,01 a 0,90

Mn 0,35 a 1,60

Cu 0 a 1,80

Cr 0 a 5,25

Mo 0 a 0,65

Zr 0 a 0,12

Al 0 a 0,20

S 0 a 0,03

Ti 0 a 0,05

B 0 a 0,005

Nb 0 a 0,10

Fonte: CHIAVERINI, (2012).

Segundo PERINI (2008) o aço de baixa liga (comumente chamados de micro

ligados) não tem nenhum constituinte em concentração maior do que 5% e que

geralmente possui uma quantidade de carbono em sua composição que pode variar

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18

de 0,05% a 0,3% o que não difere muito em termos quantitativos do que

apresentados por CHIAVIERINI (2012).

Cada elemento de liga adicionado aos aços ARBL afeta suas propriedades

de maneira diferente para a alteração de uma ou mais propriedades do aço. Sendo

assim, cabe aos pesquisadores do ramo de materiais ponderarem o balanceamento,

perda ou ganho em determinadas propriedades para que determinado material

possa satisfazer seu objetivo funcional. Afinal este é um dos princípios que norteiam

a pesquisa na área de matérias:

Muitas vezes, um problema de materiais consiste na seleção do material correto dentre muitos milhares de materiais disponíveis. Existem vários critérios em relação aos quais normalmente se baseia a decisão final. Em primeiro lugar. As condições de serviço devem ser caracterizadas, uma vez que essas irão ditar as propriedades que o material deverá possuir. Em apenas raras ocasiões um material possui a combinação máxima ou ideal de propriedades. Dessa forma, pode ser necessário abrir mão de uma característica por outra. (CALLISTER, 2008, p. 4).

Quanto a aplicação dos aços ARBL em demandas como a de estruturas

navais e petrolíferas busca-se as melhorias nas características de tenacidade

desses mateis para um nível relativamente alto de resistência mecânica. Portanto,

para conseguir tais aspectos é preciso realizar uma laminação controlada, uma vez,

que esse processo se apresenta como um tratamento termomecânico essencial para

se obter estas características. O processo de laminação controlada com

resfriamento acelerado gera uma microestrutura final bainítica com granulação ainda

mais fina. A seguir pode-se observar a comparação dos tamanhos de grão obtidos

por diferentes processos:

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19

Figura 1 - Comparação entre o tamanho de grão obtido pelos diferentes processos de laminação

Quanto menor for o tamanho do grão na microestrutura final do aço, melhor

será a resistência mecânica do metal, associada a uma boa soldabilidade.

A laminação controlada é um processamento termomecânico que substituiu

a laminação convencional com tratamento térmico de normalização. Esta

substituição ocorreu, pois foi observado que com a microestrutura ferritica-perlítica

obtida através da normalização não é possível atingir os níveis elevados de

resistência com boa tenacidade e boa soldabilidade. Essa inovação, gerou um

ganho significativo em termos de processo, pois em muitos casos não é necessário

um tratamento térmico posterior em chapas de aço ARBL isoladamente, com

exceção aos tratamentos térmicos de soldagem.

3.2 AÇO DE BAIXA LIGA DE ALTA RESISTÊNCIA SAR 80T

O Aço SAR 80T é um de aço de alta resistência e baixa liga muito utilizado

no setor naval e em demandas que exigem condições severas de utilização por

possuir excelentes caraterísticas mecânicas como por exemplo o Limite de

Resistência (LR) compreendido na faixa de 700 a 950 Mpa, além de ser produzido

em chapas grossas com espessuras que variam 6,00 mm até 50,80 mm fazendo

deste aço um material muito versátil em suas aplicações. (USIMINAS, 2014). Por

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20

possuir elevados parâmetros de resistência mecânica, este material é indicado para

montagens de grande porte e em estruturas diversas, tais como:

Vasos de pressão

Plataformas submarinas e navios plataformas

Pontes

Edifícios

Guindastes

Vagões

Torres de transmissão

Implementos agrícolas

Hidrogeradores

Equipamentos de terraplanagem

Máquinas industriais

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A Figura 2 a seguir, ilustras algumas dessas aplicações:

(a)

(b)

(c)

(d)

Figura 2 - (a) Vaso de pressão (b) Navio FPSO cidade de Caraguatatuba (c) Vagão de trem de carga MRS (d) Ponte de estrutura de aço

Além da resistência mecânica, este aço possui uma grande capacidade de

ser soldado e boa tenacidade, propriedades adquiridas após o processo de

laminação a quente através do tratamento térmico de têmpera por cortina d’água a

900ºC seguido de revenimento com temperaturas entre 600ºC e 680ºC. Tais

propriedades contribuem consideravelmente para promover a economia de peso em

projetos de grande porte. Um megaempreendimento, por exemplo, poderá ser maior

ainda devido à alta resistência e com o peso relativamente baixo em comparação a

outros materiais com a resistência mecânica não tão elevada PINHEIRO (2012).

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3.3 SOLDAGEM OBTIDA POR ELETRODO REVESTIDO

O processo de soldagem obtido por eletrodos revestidos SMAW (Shielded

Metal Arc Welding) é um processo que produz a coalescência entre metais em

função do aquecimento destes com um arco elétrico estabelecido entre um eletrodo

metálico revestido e a peça que está sendo executada a soldagem (MARQUES,

2011). A figura 3 exibe um diagrama da soldagem por eletrodo revestido.

Figura 3 - Desenho de uma soldagem com eletrodo revestido

Fonte: MARQUES, P.V et al, (2011).

A Figura 4 apresenta esquematicamente, para efeito de estudo, a seção reta

de uma junta soldada, com as diferentes regiões formadas, a saber:

Metal Base (MB), que corresponde ao material sendo soldado. É aquela

zona que permaneceu com a estrutura original e não foi significativamente

afetada pelo calor da soldagem, embora tenha sido aquecida. Representa

todo o material que não sofreu modificações estruturais, podendo-se tratar

do conjunto de toda a peça soldada.

Zona Fundida (ZF), que corresponde a região que foi fundida durante a

soldagem, podendo ser constituída somente pelo metal base (soldagem

autógena) ou pelo metal de solda (soldagem com consumível) fundido junto

com o metal de base (diluído).

Zona de Ligação (ZL), que corresponde a região que foi parcialmente

fundida durante a soldagem; trata-se de uma superfície limitando a zona

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fundida sobre a qual os cristais de solidificação, no caso, asseguram a

ligação metálica, edificando-se com o metal base não fundido.

Zona Termicamente Afetada (ZTA), que corresponde a região que foi

parcialmente fundida durante a soldagem com elevado aporte de calor e que

sofreu alterações micro estruturais e de propriedades em função do ciclo

térmico de soldagem.

Figura 4 - Zonas de uma junta soldada

Fonte: ESAB, 2005.

O calor cedido pelo arco de solda funde o metal de base, a alma do eletrodo

e o revestimento. As gotas dispersas do metal fundido (eletrodo) são transferidas

através do arco, enquanto o eletrodo é consumido, para a poça de fusão, são

protegidas da atmosfera pelos gases produzidos durante a decomposição do

revestimento. A escória líquida flutua em direção à superfície da poça de fusão,

onde protege o metal de solda da atmosfera durante a solidificação. Outras funções

do revestimento são proporcionar estabilidade ao arco e controlar a forma do cordão

de solda e efetuar a transferência de elementos de liga conforme a necessidade do

projeto. (ESAB 2005).

O material do eletrodo é chamado de metal de adição, por esta razão, são

denominados de consumíveis.

A alma do eletrodo é constituída de material metálico coberta com o

revestimento que tem as seguintes funções (NUNES, KREISCHER, 2010)

Estabilizar o arco elétrico.

Proteger a poça de fusão e o metal de solda contra contaminação pela

atmosfera, através da geração de gases e de uma cama de escória.

Adicionar elementos de liga na poça de fusão.

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Facilitar a soldagem fora de posição.

As principais funções deste processo são:

Soldagem de produção, manutenção e em montagens no campo.

Soldagem de aços-carbono e ligado.

Soldagem de ferro fundido.

Soldagem de alumínio, níquel e suas ligas.

As vantagens deste processo são:

Baixo Custo do Equipamento.

Versatilidade.

Soldagem em locais de difícil acesso.

Disponibilidade de consumíveis no mercado.

As principais desvantagens são:

Baixa produtividade devido a taxa de deposição.

Necessidade de remoção de escória.

Dependente da habilidade do soldador.

Produção de fumos e respingos.

Qualidade inferior aos processos TIG, Plasma e MIG.

Posição de soldagem restrita.

Não automizável, ou apenas semi-automizável.

A soldagem com eletrodos revestidos, por muito tempo, foi usada como o

principal processo de soldagem usado industrialmente até os anos 60. A partir de

então, com a advir de novas tecnologias, este processo vem diminuindo no mundo

inteiro. Esta queda em ralação a sua utilização acontece de forma mais acentuada

nos países desenvolvidos. Embora no Brasil também ocorra de forma mais

desacelerada (MARQUES, 2011).

O processo de soldagem obtido por eletrodo revestido é comumente chamado

de soldagem manual devido ao esforço manual que o operador de soldagem

(soldador) emprega para efetuar a solda, não utilizando meios automatizados.

Somente uma versão “mecanizada” do processo, a soldagem por gravidade, tem

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sido utilizada na indústria de forma mais intensa, principalmente em estaleiros

(MARQUES, 2011).

A soldagem por eletrodo revestido pode ser empregada para a fabricação de

vários materiais, como aços carbono, aços de baixa, média e alta liga, aços

inoxidáveis, ferros fundidos, alumínio, cobre, níquel e ligas destes, em diversos,

ramos industriais (ESAB, 2005).

3.3.1 Eletrodos revestidos para soldagem de aços baixa liga

Os aços de baixa liga são chamados assim, pois possuem pequenas

quantidades de elementos de liga adicionados em sua composição com a finalidade

de aumentar a resistência mecânica, a tenacidade, a resistência a corrosão, a

resistência a carepa. Esses passam por um processo de laminação a quente sob

condições de resfriamento controladas, o que gera um ganho em termos de

processos, pois dispensa que o material seja tratado termicamente em etapas

subsequentes a sua produção (ESAB, 2005).

A indústria de fabricação de consumíveis fabrica eletrodos revestidos

apropriados à soldagem desses aços. O desafio é combinar as propriedades

mecânicas do metal depositado com as propriedades mecânica do metal de base.

Este objetivo em si, é mais importante do que o de combinar as propriedades

químicas dos matais, com exceção dos eletrodos cromomolibidênio (Cr-MO), que

necessitam conter aproximadamente os mesmos teores de elementos de ligas do

metal de base para atingir as propriedades deste.

A AWS - American Welding Society em sua norma AWS A 5.5 2014

apresenta uma classificação de eletrodos apropriados para soldagem de aços baixa

liga. Após o último digito que indica o tipo de revestimento, um hífen seguido de um

conjunto de letras, indica as classes de composição química. Estes eletrodos

também são classificados pela resistência do metal depositado em Ksi (AWS A5.5

2014).

A classificação do eletrodo E7018-W, apropriado ao uso em metais de base

de baixa liga, Significa:

Um eletrodo (letra E);

Um limite de resistência mínimo de 70 ksi (70); observe que 70 ksi = 485

MPa;

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Soldabilidade em todas as posições (1);

Baixo hidrogênio com adição de pó de ferro (8);

Eletrodo resistente a corrosão atmosférica (W).

Na Tabela 5 é mostrado o significado de cada código de composição

química para os eletrodos de baixa liga.

Tabela 2 - Designações nominais de liga para a especificação

CÓDIGOS SIGNIFICADOS

A1 Eletrodo de aço carbono-molibidênio (0.40-0.65% Mo)

B1 Eletrodo de aço cromo-molibidênio (0.40-0.65% Cr e Mo)

B2 Eletrodo de aço cromo-molibidênio (1.00-1.50% Cr e 0.4-0.65 Mo)

B2L B2L Idem ao acima, com baixo teor de Carbono (0.005%)

B3 B3 Eletrodo de aço cromo-molibidênio (2.5% Cr e 1% Mo)

B4L B4L Eletrodo de aço cromo-molibidênio (2.25% Cr e 0.65 Mo, baixo Carbono)

B5 B5 Eletrodo de aço cromo-molibidênio (0.6% Cr e 1.25% Mo, traços V)

C1 C1 Eletrodo de aço Níquel (2.00-2.75% Ni)

C2 C2 Eletrodo de aço Níquel (3.00-3.75% Ni)

C3 C3 Eletrodo de aço Níquel (1.10% Ni, Cr<0.15%, Mo<0.35%, V<0.05%)

D1 D1 Eletrodo de aço manganês-molibidênio (1.75% Mn e 0.45% Mo)

D2 D2 Eletrodo de aço manganês-molibidênio (2.00% Mn e 0.45% Mo)

G G Outros tipos de eletrodos de aço baixa liga

M M Especificações militares americanas

P P Eletrodos para soldagem de tubulações

W W Eletrodos resistentes à corrosão atmosférica

Fonte: ESAB (2005) apud AWS A5.5 (2014).

Os eletrodos E7018 são eletrodos de baixo hidrogênio com adição de pó de

ferro, característica apropriada à soldabilidade de aços de alta resistência, uma vez

que uma das principais preocupações com relação a soldagem desses aços é a

difusibilidade do hidrogênio, que pode ocasionar trica fria na junta soldada. Este

eletrodo possui uma quantidade de revestimento maior, permitindo que sejam

aplicados em soldagem com correntes maiores do que as empregadas em outros

eletrodos. Correntes de soldagem relativamente mais altas e adições de pó de ferro

fundindo no metal de solda resultam em maior taxas e eficiência de deposição. O

eletrodo básico E7018 deposita o metal de solda de melhor qualidade para a

soldagem de aços de baixo carbono. No entanto, sua maior desvantagem é de que

ele precisa ser mantido seco para evitar soldas defeituosas.

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Devido à exposição ao ar ou outras fontes de umidade, os eletrodos, perdem

qualidade e podem ocasionar soldas com porosidade, ao serem depositados no

metal de base. Para que a umidade nos eletrodos não danifique a solda,

profissionais envolvidos no processo ficam atentos à secagem do mesmo, realizando

tratamento prévio dos eletrodos em estufas e até mesmo designando o uso de

estufas portáteis próximo ao soldador. O eletrodo E7018 não deve ser utilizado em

soldas com abertura de raiz em juntas de topo, com o intuito de evitar a ocorrência

de porosidade excessiva. Caso seja necessário o emprego do eletrodo E7018 em

soldas com abertura de raiz, devem obrigatoriamente, ser empregados os mata-

juntas ou mais comumente chamados de backing de soldagem (ESAB 2005).

Conforme mostrado na Figura 5.

Figura 5 - Mata junta em abertura de raiz

Fonte: ELABORADO PELO AUTOR, (2017).

3.4 DESCONTINUIDADES EM PROCESSOS DE SOLDAGEM

Por melhor ou mais perfeito seja realizado um determinado processo de

soldagem, por mais que tenham sido rigorosamente seguidos os critérios

estabelecidos em normas técnicas, é obrigatório, para fins de controle de qualidade,

a investigação de possíveis descontinuidades e ou defeitos que são atribuídos ao

processo de fabricação, inerentes ao material (metalúrgicas), ou causados pelo uso

contínuo. A descontinuidade caracteriza-se por interrupção física de natureza

macroscópica, associada a falha de material ou a presença de material estranho em

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quantidades apreciáveis detectada em ensaios não destrutivos, tais como: visual,

ultrassom, liquido penetrante, raio X entre outros. E sua gravidade depende do tipo

de descontinuidade, extensão e geometria. (MARQUES, 2011).

3.4.1 Classificação das descontinuidades

A categorização das descontinuidades normalmente leva em consideração o

tipo e a natureza de cada descontinuidade. As descontinuidades podem ser

classificadas em três distintas categorias como mostrado posteriormente. As

descontinuidades, contudo, não devem necessariamente, ser atrelada,

rigorosamente a uma única categoria, haja vista que as mesmas podem apresentar

origens secundárias em outras categorias. Outro fator importante a ser considerado

é a dimensão da descontinuidade, isto é, se a mesma tem característica

bidimensional (planar) ou tridimensional (volumétrica).

Descontinuidades planares como trincas e falta de fusão geralmente

produzem uma maior amplificação da tensão imposta (efeito de concentração) do

que as descontinuidades com características volumétricas (porosidade por exemplo).

Além disso, a orientação da descontinuidade em relação ao esforço também é um

outro fator a ser cuidadosamente analisado, haja vista que aquelas orientadas na

direção da solicitação tendem a ser mais detrimental em comparação com outras

com diferente orientação (LUNDIN, 1984).

Em função da localização das descontinuidades em regiões de difícil acesso

e normalmente com níveis amplificados de tensão torna-se difícil uma análise mais

apurada. Somando-se a isso, o processo de ciclagem térmica (aquecimento e

resfriamento) originado pela operação de soldagem produz um estado local de

tensão (tensão residual – regiões tracionadas e regiões comprimidas) que provoca o

aumento da tensão final imposta nestas regiões.

As três categorias em que as descontinuidades podem ser classificadas, de

acordo com a Tabela 3, a seguir:

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Tabela 3 - Classificação das descontinuidades em processo de soldagem

CLASSIFICAÇÃO DAS DESCONTINUIDADES

DIMENSIONAIS ESTRUTURAIS PROPRIEDADES INADEQUADAS

Distorção

Dimensões incorretas da solda

Perfil incorreto da solda

Porosidades

Inclusões de tungstênio

Falta de fusão

Falta de penetração

Mordedura

Trincas

Propriedades mecânicas

Propriedades químicas

Fonte: MARQUES, (2011).

As principais descontinuidades são as de origem estrutural, onde se

destacam:

Porosidade:

Caracteriza-se pelo excesso de poros distribuídos de maneira uniforme,

porém desalinhados. Devido à presença de umidade ou contaminação por óleos ou

graxas, os poros são resultantes da evolução de gases durante a solidificação da

solda. É comum que no início da soldagem por eletrodo revestido ocorra porosidade

devido a proteção do arco não ser totalmente efetiva. Este defeito é muito comum,

porém não é muito danosa a soldagem, exceto quando esses poros afloram à

superfície da junta.

Falta de Fusão:

Também conhecida como gota fria, ocorre quando o metal de solda e o

metal de base não de fundem. São ocasionados pelo não aquecimento adequado do

metal ou pela presença de óxido em camada espessa capaz de dificultar a fusão do

metal de base.

Mordeduras:

Caracteriza-se por entalhes nas bordas do metal de base ao longo do

cordão de solda. São comumente encontradas em juntas e topo e em ângulo. São

ocasionados pela escolha ou erro de parâmetros de soldagem inadequados,

principalmente a velocidade de soldagem e a tensão do arco de solda.

Trincas:

São descontinuidades, ou fissurações ocasionadas por forte concentração

de tensão, que podem ter origem em processos de laminação e trefilação das

chapas de aço, ou devido as tensões causadas pelos ciclos térmicos dos processos

de soldagem. Esse tipo de descontinuidade pode favorecer o início de uma fratura

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frágil na estrutura da solda. Sem dúvida, é o mais grave defeito que pode ocorrer em

uma solda.

São variados os mecanismos para formação de trinca. Essas

descontinuidades podem ocorrer durante todo o processo de soldagem, durante o

resfriamento, horas depois, e até mesmo anos, de ter sido feita a soldagem do

material. Devido ao surgimento repentino desse tipo de descontinuidade, acidentes

com perda de componentes soldados e vidas humanas ocorrem ao redor do mundo

(MARQUES, 2011).

Os dois principais mecanismos formadores de trica são a fissuração na

solidificação e a fissuração pelo hidrogênio. O primeiro, também conhecido como

fissuração a quente se origina com formatos de filme de material liquido segregado

nos contornos de grãos, são formadas em temperaturas próximas as temperaturas

de solidificação e podem estar localizadas na ZF ou ZTA. O segundo, também

conhecido como trinca a frio é considerado um dos mecanismos mais comuns em

aços carbono e de baixa e média liga especialmente àqueles que estão sujeitos a

formação de martensita durante o processo de soldagem. Esse tipo de trica pode

ocorrer na ZTA e ZF. Uma característica muito comum da fissuração pelo hidrogênio

é o seu aparecimento certo tempo após a soldagem, que pode levar horas e cresce

lentamente, podendo durar dias o desenvolvimento completo das fissuras

(BEZERRA, 2005).

Como as trincas induzidas pelo hidrogênio podem ocorrer alguns dias após a

soldagem do material, recomenda-se a inspeção da solda, por meio de ensaios não

destrutivos somente 48 horas após o término do procedimento de soldagem,

incluindo o tempo do tratamento térmico de pós-aquecimento, quando forem

especificados pelas normas (WAINER, 2004). A Figura 6 ilustra o acima descrito.

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Figura 6 - Trinca induzida pelo hidrogênio

Fonte: ESAB, (2005).

O surgimento das trincas de hidrogênio ou trincas a frio devem-se a quatro

fatores considerados fundamentais: Presença de hidrogênio, tensões residuais,

microestrutura susceptível e baixa temperatura (BEZERRA, 2005).

A presença do hidrogênio, pode causar danos solda, uma vez que esse

elemento pode ser retido durante a soldagem do metal, sendo absorvido pela poça

de fusão. Também é estimado que esse elemento, em baixas temperaturas, pode

pular em velocidades mais rápidas do que outros constituintes envolvidos no

processo de soldagem. Sendo assim a taxa de difusibilidade do hidrogênio é um

indicador importante à soldagem. Em temperaturas abaixo de 200ºC, a difusibilidade

do hidrogênio, aumenta significativamente. Baseado em medidas experimentas, é

usual, o emprego de dois coeficientes para a difusibilidade do hidrogênio. Um para

valores de temperatura acima de 200ºC e outro para valores de temperatura abaixo

de 200ºC (WAINER, 2004).

A equação (1) mostra o coeficiente de difusibilidade para temperaturas

abaixo de 200°C e a equação (2) mostra o coeficiente de difusibilidade para

temperaturas acima de 200°C.

(1)

(2)

Onde:

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D – Coeficiente de difusibilidade

R – Constante dos gases (8,314 J K-1 mol-1)

T – Temperatura absoluta

A Fragilização por meio do hidrogênio é mais grave quando a microestrutura

dos metais é de baixa tenacidade e de dureza elevada, destacando-se a presença

de martensita (MARQUES, 2011).

O hidrogênio é introduzido pelo arco de solda para a poça de fusão, durante

a resfriamento e ao se solidificar, transforma-se em austenita e parte desse

hidrogênio escapa para a atmosfera. Porém outra parte se funde para as regiões da

ZTA e metal de base. Existe outra faixa, localizada no metal de base, que também

está austenitizada. Quando ocorre a transformação de austenita em ferrita mais

cementita, a solubilidade do hidrogênio cai e se dispersa para a região autenitizada

do metal de base. Quando ocorre o resfriamento essa região do metal de base,

tende a obter uma estrutura temperada que resulta em uma estrutura martensitica.

Sendo assim a microestrutura do material se trona frágil e com a presença

indesejada do hidrogênio (SILVA, 2012). Conforme mostrado na Figura 7.

Figura 7 - Difusão do hidrogênio do metal de solda para ZTA durante a soldagem

Fonte: SILVA, (2012).

As tensões residuais são caracterizadas como um fator propiciador de

trincas a frio, pois a devido ao grau de restrições mecânicas da junta soldada, tais

como: grandes espessuras, dispositivos de fixação para evitar distorções, tendem a

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aumentar o risco de fissuração, por aumentar as tensões em regiões da solda em

que o surgimento de trincas é mais susceptível, principalmente na ZTA. (MARQUES,

2011).

Quanto maior é a resistência do aço, maior é a sua susceptibilidade a

formação de trincas induzidas pelo hidrogênio. O microconstituinte mais sensível a

formação de trincas é a martensita após a têmpera. Quanto maior for o teor de

carbono, o material adquire maior dureza, também será mais propicia a formação de

trica a frio. A formação de tais trinca está ligada, necessariamente, a temperabilidade

dos aços.

Os elementos de ligas adicionados a composição dos aços podem afetar o

deslocamento da curva TTT para direita, em especial os elementos: carbono,

manganês, níquel, cromo, cobre, molibidênio e vanádio, afetam de forma mais

significativa, todos presentes aços da classe ARBL. Para avaliar a influência da

composição química sobre as trincas a frio, foram desenvolvidas inúmeras

expressões empíricas. Dentre elas destaca-se a do carbono equivalente (CE), que e

é dada pela equação (3):

(3)

Na qual C, Mn, Cr, Mo, P, Ni e Cu representam, o valor dos percentuais de

carbono, manganês, cromo, molibdênio, vanádio, fósforo, níquel e cobre da ZTA Na

equação, se a soma dos percentuais das composições químicas for menor que 0,4

há poucas chances de ocorrência de trincas a frio e se a soma dos percentuais for

maior que 0,6 o material é considerado altamente sujeito a ocorrência de trincas

induzidas por hidrogênio (BEZERRA, 2005).

Inclusão de escórias:

Dá-se pelo aprisionamento de partículas de óxido e outros sólidos não

metálicos entre os passes de solda. Na prática, a escória da camada anterior não é

removida ou removida de forma inadequada pelo soldador durante o processo de

soldagem e passa-se a camada seguinte de solda por cima dessas impurezas. Além

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disso, com a manipulação incorreta do eletrodo a escória pode fluir à frente da poça

de fusão, geralmente ocorre, em soldagem fora da posição plana.

3.5 TRATAMENTO TÉRMICO DE PREAQUECIMENTO

O preaquecimento pode ser definido como a aplicação de calor ao metal de

base ou substrato antes de soldar. As tochas de gás, os calefatores elétricos ou os

aquecedores de painel radiantes infravermelhos podem ser usados para aplicar o

preaquecimento.

Sem dúvida, o calor empregado no processo de soldagem é um dos

parâmetros mais importantes para uma solda de boa qualidade. Por isso, é

fundamental para profissionais envolvidos no processo o domínio do controle de

temperaturas. O ciclo térmico de soldagem consiste, basicamente, em três etapas:

aquecimento acelerado do material a temperaturas elevadas, alcance da

temperatura máxima do ciclo, e resfriamento gradual até que a temperatura retorne a

temperatura inicial (PINHEIRO, 2012).

O pré-aquecimento, o aumento da energia de soldagem, a escolha do metal de adição de menor resistência possível, contribuem para a redução do risco de trinca a frio. A alta severidade térmica das soldas provisórias - fixação de dispositivos de montagem - é, frequentemente, a origem de trincas (PETROBRÁS, 1983 apud BEZERRA, 2005).

Por meio de um resfriamento acelerado da zona termicamente afetada, os

aços, podem obter uma estrutura temperada, por isso é importante que se faça o

controle de temperatura de preaquecimento e entrepasses. A taxa de resfriamento

do material diminui quando é empregado o preaquecimento do aço. E a manutenção

da temperatura constante durante os passes de solda, diminui a taxa de

resfriamento. Com redução das taxas de resfriamento, obtém a redução da

quantidade de microconstituintes duras e frágeis. Fazendo com que as taxas de

resfriamento sejam maiores, favorecendo a redução de tensões residuais e a

difusibilidade do hidrogênio, problema muito comum em aços de alta resistência e

baixa Liga (BEZERRA, 2005).

Quanto maior for a velocidade de resfriamento, formará microestruturas de

baixa temperatura de transformação e de elevada dureza. Porém o resfriamento

muito lento produz a formação de estruturas férricas e frágeis.

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As propriedades mecânicas dos materiais após serem submetidas a um

processo de soldagem dependem necessariamente de sua microestrutura. E essa

microestrutura está relacionada a velocidade de resfriamento, fator que determina

sua estrutura final, estando diretamente relacionada ao aporte térmico na velocidade

de resfriamento (POPOVIC, 2010). Conforme mostrado na Figura 8.

Figura 8 - Efeito do aporte térmico na velocidade de resfriamento

Fonte: POPOVIC, (2010).

Com relação os resultados apresentados na Figura 9, o efeito do aporte

térmico e da temperatura inicial na soldagem, foram observadas as seguintes

condições (ALEXANDRE, 2010):

O aumento da temperatura de aquecimento, para o mesmo valor de aporte

térmico, produz a redução da velocidade de resfriamento.

O aumento do aporte térmico, para a mesma temperatura inicial, diminuiu a

velocidade do resfriamento da peça e permaneceu por mais tempo em alta

temperatura.

As taxas de aquecimento e resfriamento diminuem com o aumento da

distância da LF.

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36

Figura 9 - Efeito do aporte térmico na soldagem

Fonte: ALEXANDRE, (2010).

A norma AWS 5.5 2014 que trata de procedimentos de qualificação de

eletrodos - Specification for Low-Alloy Steel Electrodes for Shielded Metal Arc

Welding, recomenta que para soldagem obtida pelo eletrodo revestido E7018-W1,

tenha os parâmetros de preaquecimento e pós-aquecimento conforme a Tabela 4.

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37

Tabela 4 - Temperatura de preaquecimento, entrepasses e pós-aquecimento

Fonte: AWS A5.5, (2014).

(e) temperatura de pós-aquecimento não é requerida para estas classificações

listadas “como soldado”

Na mesma norma há a observação que ambas as classificações de eletrodos

E7018-W e E8018-W foram trocadas pela classificação E7018-W1 e E8018-W2 a fim

de permitir que o designador do sufixo difira entre as duas composições químicas do

metal de adição.

Baseado nessa especificação, determinada pela norma de qualificação de

soldagem, foi feito o estudo de temperaturas de preaquecimento utilizando três

faixas de temperaturas distintas, entre elas uma dentro do especificado pela norma,

e outras duas faixas, acima e abaixo do que a norma determina. As amostras de

soldagem foram nomeadas de AM1, AM2 e AM3. Os capítulos seguintes discorrem

sobre os materiais utilizados, métodos empregados e procedimentos utilizados para

determinar a influencia desta variação de temperaturas de preaquecimento na solda

do material SAR 80T obtida por eletrodo revestido E7018.

CLASSIFICAÇÃO AWS

TEMPERATURA DE PREAQUECIMENTO E ENTREPASSES

TEMPERATURA DE PÓS-AQUECIMENTO

ºF ºC ºF ºC

E7010-P1 E7018-C3L E7018-W1 E8016-C3 E8018-C3 E8016-C4 E8018-C4

E8018-NM1 E8018-W2 E8018-P2 E8045-P2 E9018-P2 E9045-P2 E9018M

E10018M E10045-P2 E11018M E12018M E12018M1

200 a 250 95 a 120 não especificado e

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38

4 MATERIAIS E MÉTODOS

4.1 MATERIAIS

4.1.1 Metal de base

Foram utilizados como material de base para a realização do ensaio de

soldagem chapas de aço de classificação SAR 80T nas dimensões 25 mm x 200 mm

x 600 mm.

4.1.2 Metal de adição

O eletrodo selecionado para material de adição foi do tipo AWS E7018-W1

com 3,2 mm de diâmetro, obtido através da norma AWS A5.5 2014 e ESAB 2005. As

Tabelas 5, 6 e 7 apresentam as composições químicas e funções mecânicas,

propriedades químicas e propriedades mecânicas do consumível depositado

conforme soldado, segundo dados fornecidos pelo fabricante.

4.1.3 Constituintes do material de adição

O material de adição, conforme estabelecido pela norma AWS A5.5 2014 e

ESAB 2005, apresenta os seguintes constituintes em sua composição:

Tabela 5 - Constituintes do eletrodo E7018

CLASSE COMPOSIÇÃO FUNÇÃO PROTEÇÃO

E7018

carbonato de cálcio 30% formador de gases - agente fluxante

80% CO 20% CO2

fluorita (CaF2) 20% formador de escória - agente fluxante

ferro-manganês 5% desoxidante - ferro - liga

silicato de potássio 15% aglomerante - estabilizador do arco

pó de ferro 30% agente de deposição

umidade 0,10%

Fonte: ESAB, (2005).

4.1.4 Propriedades químicas do metal de adição

O material de adição, conforme estabelecido pela norma AWS A5.5 2014 e

ESAB 2005, apresenta a seguinte composição química:

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Tabela 6 - Composição química do eletrodo E7018

CLASSE

Mn Si Ni Cr Mo V Mn+Ni+Cr+

Mo+v

E7018 ≤1,60 ≤0,75 ≤0,30 ≤0,20 ≤0,30 ≤0,008 ≤1,75

Fonte: ESAB, (2005).

4.1.5 Propriedades mecânicas do material de adição

O material de adição, conforme estabelecido pela norma AWS A5.5 2014 e

ESAB 2005, apresenta as seguintes propriedades mecânicas:

Tabela 7 - Propriedades mecânicas do eletrodo E7018

CLASSE LE (MPa) LR (Mpa) AL (%) Ch V

média (J) Ch V

indiv. (J) Temp. (ºC)

E7018 ≥399 ≥482 ≥22 ≥27 ≥20 -29

Fonte: ESAB, (2005).

4.2 MÉTODOS

4.2.1 Corte de chapas para ensaio

As amostras do aço SAR 80T foram cortadas partir de uma chapa de maior

dimensão, através do processo de combustão que usa chama de gás alimentada por

oxigênio/combustível chamado de oxicorte. Este processo pôde ser realizado de

forma automática através de comando numérico, conforme mostrado na Figura 10.

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40

(a)

(b)

Figura 10 - (a) Plano de corte das amostras; (b) Corte das amostras

Fonte: ELABORADO PELO AUTOR, (2017).

4.2.2 Preparação da geometria da junta

Foi realizada a preparação da junta solda no material de base, em chapas

de aço SAR 80T. A Figura 11 apresenta as dimensões e a configuração da

geometria da junta utilizada. A configuração do chanfro atende a norma AWS 5.5

2014, referente a soldagem por eletrodo revestido. Esta mesma configuração foi

adotada por Pinheiro (2012) em estudo anterior. A norma AWS 5.5 2014 determina

os critérios para retirada dos corpos de prova após o processo de soldagem,

garantindo assim, o não surgimento de interferências de diluição para esta

configuração de chanfro.

Conforme mostrado na figura 12, os termopares foram fixados nas duas

extremidades das amostras, afim de controlar a temperatura de preaquecimento.

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41

Figura 11 - Configuração da geometria da junta soldada

Fonte: ELABORADO PELO AUTOR, (2017).

(a)

(b)

Figura 12 - (a) Posicionamento dos termopares, (b) Registrador eletrônico de temperatura

Fonte: ELABORADO PELO AUTOR, (2017).

4.2.3 Procedimento de soldagem

As amostras de soldagem foram pré-aquecidas conforme Tabela 8, e em

sequência, foi realizada a soldagem multipasses e a posição da soldagem utilizada

foi a de topo. Para controle de temperatura foi utilizado o registrador gráfico e de

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42

temperatura digital CONTEMP. A sequência de soldagem foi realizada conforme

mostrado nas Tabelas 9, 10 e 11.

Tabela 8 - Temperaturas de Preaquecimento das amostras

AMOSTRA TEMPERATURA

AM1 70ºC a 90ºC

AM2 100ºC a 120ºC

AM3 140ºC a 160ºC Fonte: ELABORADO PELO AUTOR, (2017).

As temperaturas de preaquecimento utilizadas no ensaio foram selecionadas

para este estudo, pois no caso da AM2 ser a temperatura dentro da faixa

estabelecida pela norma AWS A5.5 e AM1 e AM3 faixas respectivamente abaixo a

acima do que é estabelecido em norma e perfeitamente usual no meio fabril.

O preaquecimento do metal de base foi realizado com auxílio de resistências

elétricas revestidas com material cerâmico, que garantem excelente uniformidade,

controle de temperatura na área aquecida e baixos níveis de tensões térmicas. A

amostra de soldagem foi fixada a um dispositivo (suporte), e para diminuição da

expansão térmica utilizou-se mantas refratárias de lã vidro. Conforme mostrado nas

Figuras 13 e 14.

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43

Figura 13 - Resistência elétrica utilizada no procedimento

Figura 14 - Montagem do dispositivo de fixação, resistência elétrica e lã de vidro

O posicionamento dos termopares para controle eletrônico das temperaturas

de preaquecimento e registro heat input foram estabelecidos em croqui de

preaquecimento e posicionados conforme a Imagem XXX.

A Figura 15 mostra a sequência de soldagem dos cordões depositados nas

amostras de soldagem. O princípio escolhido para a sequência de soldagem foi o do

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44

revenimento do cordão da camada anterior, com o intuito de melhorar a ductilidade e

tenacidade da região soldada.

Figura 15 - Sequência de soldagem com eletrodo revestido

Fonte: ELABORADO PELO AUTOR, (2017).

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Tabela 9 - Parâmetros de soldagem para (AM1) - Junta com pré-aquecimento na faixa de 70ºC a 90ºC

IDENTIFICAÇÃO Diam. (mm)

CORRENTE Voltagem (V)

Tempo de Arco

(s)

Aporte Térmico (KJ/cm)

Cordão Camada Tipo Valor (A)

1 1 3,2 CC+ 132-136 22-26 228 13,43

2 1 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,78

3 1 3,2 CC+ 132-136 22-26 244 14,37

4 2 3,2 CC+ 132-136 22-26 249 14,24

5 2 3,2 CC+ 132-136 22-26 186 10,63

6 2 3,2 CC+ 132-136 22-26 235 13,44

7 3 3,2 CC+ 132-136 22-26 240 13,72

8 3 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,78

9 3 3,2 CC+ 132-136 22-26 245 14,01

10 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 249 14,24

11 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 240 13,72

12 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 179 10,54

13 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 228 13,04

14 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 201 12,75

15 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 241 13,78

16 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 243 13,89

17 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 250 14,30

18 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 248 14,18

19 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 240 13,72

20 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 244 14,37

21 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 249 14,24

22 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 246 14,07

23 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 240 13,72

24 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 179 10,54

25 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 243 13,89

26 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 240 13,72

27 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 241 13,78

28 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 243 13,89

29 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 179 10,54

30 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,15

31 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

32 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

33 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 241 13,78

34 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,15

35 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 241 13,78

36 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 243 13,89

37 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,15

38 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

39 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 191 12,72

40 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,44

41 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 179 10,54

42 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 183 10,78

43 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,78

44 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,78

45 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 180 10,61

46 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 236 13,91

47 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 179 10,54

TOTAL - - - - - 10443 -

MÉDIA - - - 132-136 22-26 - 12,91

DESVIO PAD. 1,30

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46

Tabela 10 - Parâmetros de soldagem para AM1 - Junta com pré-aquecimento na faixa de 100ºC a 120ºC

IDENTIFICAÇÃO Diam. (mm)

CORRENTE Voltagem (V)

Tempo de Arco (s)

Aporte Térmico (KJ/cm)

Cordão Camada Tipo Valor (A)

1 1 3,2 CC+ 132-136 22-26 181 10,66

2 1 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,78

3 1 3,2 CC+ 132-136 22-26 179 10,54

4 2 3,2 CC+ 132-136 22-26 183 10,78

5 2 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,78

6 2 3,2 CC+ 132-136 22-26 181 10,66

7 3 3,2 CC+ 132-136 22-26 180 10,61

8 3 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

9 3 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,15

10 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

11 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,78

12 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 181 10,66

13 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 209 12,31

14 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 209 12,31

15 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,15

16 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

17 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 211 12,43

18 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

19 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 186 10,63

20 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 235 13,44

21 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 240 13,72

22 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 242 14,26

23 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 240 14,14

24 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 243 13,89

25 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,15

26 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

27 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 237 13,96

28 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 231 13,61

29 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,15

30 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 241 13,78

31 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 243 13,89

32 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 236 13,91

33 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 237 13,96

34 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 236 13,91

35 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,44

36 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 186 10,96

37 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,44

38 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 192 11,31

39 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,55

40 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 228 13,43

41 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 236 13,91

42 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 237 13,96

43 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

44 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,15

45 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

46 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,44

47 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 232 13,67

TOTAL

MÉDIA 132-136 22-26 10122 12,58

DESVIO PAD. 1,19

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47

Tabela 11 - Parâmetros de soldagem para AM1 - Junta com pré-aquecimento na faixa de 140ºC a 160ºC

IDENTIFICAÇÃO Diam. (mm)

CORRENTE Voltagem (V)

Tempo de Arco

(s)

Aporte Térmico (KJ/cm)

Cordão Camada Tipo Valor (A)

1 1 3,2 CC+ 132-136 22-26 167 9,84

2 1 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,44

3 1 3,2 CC+ 132-136 22-26 201 11,84

4 2 3,2 CC+ 132-136 22-26 202 11,91

5 2 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

6 2 3,2 CC+ 132-136 22-26 235 13,84

7 3 3,2 CC+ 132-136 22-26 186 10,96

8 3 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,44

9 3 3,2 CC+ 132-136 22-26 192 11,31

10 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 220 12,58

11 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,15

12 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

13 4 3,2 CC+ 132-136 22-26 228 13,43

14 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 11,78

15 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 186 10,63

16 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 235 13,44

17 5 3,2 CC+ 132-136 22-26 231 13,61

18 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 228 13,43

19 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 231 13,61

20 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 140 9,32

21 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 243 13,89

22 6 3,2 CC+ 132-136 22-26 233 13,73

23 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 229 13,49

24 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

25 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 230 13,15

26 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

27 7 3,2 CC+ 132-136 22-26 231 13,61

28 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 140 9,32

29 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 243 13,89

30 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 236 13,91

31 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 237 13,96

32 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 236 13,91

33 8 3,2 CC+ 132-136 22-26 160 10,65

34 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 170 11,32

35 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 243 13,89

36 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 236 13,91

37 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 237 13,96

38 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 236 13,91

39 9 3,2 CC+ 132-136 22-26 180 11,98

40 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 200 12,11

41 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 211 12,43

42 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

43 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 186 10,63

44 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 235 13,44

45 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 240 13,72

46 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 210 12,37

47 10 3,2 CC+ 132-136 22-26 225 13,26

TOTAL 9989

MÉDIA 132-136 22-26 12,55

DESVIO PAD. 1,31

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O aporte térmico máximo permitido, segundo USIMINAS, fabricante do aço

estudado, é de 1,4 KJ/mm. Valor obtido através da equação (4),:

(4)

Na qual:

V = tensão máxima de soldagem em volts

A = corrente de soldagem em ampers

v = velocidade de soldagem em mm/min.

4.2.4 Análise da produtividade

Para comparação da produtividade relativa do processo de soldagem nas

amostras AM1, AM2 e AM3 calculamos a taxa de deposição (TD) para esta

avaliação, que foi calculada através da relação entre o peso do metal de solda

depositado em kg e o tempo total do arco de solda aberto em horas (PINHEIRO,

2012), conforme equação (5):

(5)

Para mensurar a produtividade real do processo de soldagem realizado nas

amostras é necessário o cálculo do processo como um todo, não somente o tempo

de arco aberto, pois o processo envolve, também, variáveis tais como: tempo de

resposta ou produtividade do soldador e o tempo de resfriamento da amostra até a

temperatura de pré-aquecimento desejada (NUNES, 2010).

4.2.5 Ensaio inspeção visual

Para determinar a aceitabilidade da soldagem das amostras, foi realizado o

ensaio não destrutivo de inspeção visual, conforme estabelecido pela norma AWS

D1.1.

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49

4.2.6 Ensaio de ultrassom

Com o intuito de avaliar possíveis defeitos e descontinuidades nas amostras

de soldagem, foi realizado o ensaio não destrutivo de ultrassom atendendo os

critérios da norma AWS D1.1, com auxílio do dispositivo de ultrassom Olympus

OmniScan MX2 modelo SA12N55S. O transdutor utilizado é do tipo TOFD, que

utiliza sensores ultrasõnicos ao lado de cada solda, um dos sendores emite as

ondas e outro recebe dados de possiveis desconformidades geométricas. Esta

análise configurou-se um importante aliado ao estudo, pois pôde identificar nas

amostras ensaiadas às regiões não danificadas para a retirada dos corpos de prova

e, também, antes mesmo do corte obter uma análise comparativa prévia entre os

três ensaios realizados.

4.2.7 Ensaio de impacto Charpy-V

Com a finalidade de realizar os ensaios de impacto Charpy nas temperaturas

de -10ºC, e -18ºC, foram confeccionados corpos-de-prova normalizados de 10,0mm

x 10,0mm x 55,0 mm com entalhe em “V” conforme estabelecido pela norma AWS

5.5 2014. Os corpos de prova foram retirados na posição transversal ao sentido de

soldagem conforme Figura 16. O entalhe foi posicionado na região da ZTA (zona

termicamente afetada). Foi utilizado para este ensaio uma máquina de ensaio de

impacto da marca WOLPERT, leitura até 300J mostrado na Figura 18.

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Figura 16 - Retirada do corpo de prova charpy-V

Figura 17 - Corpos de Prova Charpy agrupados para ensaio a -10ºC, e -18ºC

Figura 18 - Máquina de ensaio de impacto Charpy-V

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4.2.8 Ensaios metalográficos

Foram realizados ensaios metalográficos dos metais de solda, consistindo

em macrografa microscópica ótica e microscopia com auxílio do microscópio. A

preparação das amostras foi feita utilizando o método convencional de lixamento e

polimento com as pastas de diamante e granulometrias de 100, 200, 230, 400, 500 e

600, Reagente químico Nital 2% a 5% para o ensaio de micrografia e macrografia

com aproximação microscópica de 10x para a macrografia 100x e 400x para

micrografia.

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52

5 RESULTADOS

5.1 ANÁLISE DA PRODUTIVIDADE

Na Tabela 12 são apresentados os valores da taxa de deposição em função

do peso do metal de adição depositado e o tempo total de arco aberto com os

respectivos cálculos, segundo a função demostrada no Capítulo 4.2.4.

Tabela 12 - Dados de produtividade

Nº da Amostra / Experimento

Temperatura de Pré-Aquecimento (ºC)

Peso do Metal de Adição (kg)

Tempo de arco aberto

(h)

Taxa de deposição

(kg/h)

AM1 70 - 90 6,23 2,91 2,14 ¹

AM2 100 -120 6,23 2,81 2,21 ²

AM3 140 -160 6,23 2,77 2,25 ³

¹ (1)

² (2)

³ (3)

5.2 ENSAIO INSPEÇÃO VISUAL

O ensaio não destrutivo de inspeção visual avaliou a aceitabilidade da solda

conforme critérios estabelecidos pela norma AWS D1.1 2010. Com ensaio visual têm

um grande benefício, visto que é possível avaliar a solda sem danifica-la e propor

possíveis correções e ou reparos, antes, durante e depois da operação de soldagem

dos materiais. Através deste estudo pôde-se dar continuidade aos ensaios

seguintes, pois segundo a Tabela 13 todos os critérios avaliados neste ensaio foram

consideráveis aceitáveis.

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Tabela 13 - Ensaio não destrutivo de inspeção visual

DEFORMIDADE / DESCONTINUIDADE / IMPERFEIÇÃO

AVALIAÇÃO VISUAL

AM1 AM2 AM3

Ângulo assimétrico da junta

ACEITO

Ângulo excessivo do reforço

Cavidade alongada

Concavidade

Convexidade Excessiva

Deformação Angular

Deposição insuficiente

Desalinhamento

Embicamento

Falta de fusão

Falta de penetração

Fissura

Imperfeição superficial

Inclusão de Escória

Inclusão Metálica

Microtrinca

Mordedura

Poros

Porosidade

Rachadura

Reforço Excessivo

Respingos

Sobreposição

Trincas

5.3 ENSAIO DE ULTRASSOM

Com o objetivo de avaliar deformidades e ou descontinuidades menores e

mais internas, no sentido da espessura da chapa, foi realizado o ensaio não

destrutivo de ultrassom. Este método possui alta sensibilidade na detectabilidade de

pequenas descontinuidades internas, tais como trincas devido ao tratamento

térmico, fissuras e outros defeitos mais difíceis de serem detectados por ensaios de

radiações penetrantes (radiografia ou gamagrafia). Outro objetivo alcançado, além

de avaliar a aceitabilidade da peça, é que através deste estudo, podemos utilizar os

dados de possíveis detecções de descontinuidades ou defeitos para comparação e

avaliação entre as amostras AM1, AM2 e AM3, tendo um referencial, antes dos

ensaios destrutivos, de quão benéfico ou mal-empregado, foi a utilização da

temperatura de pré-aquecimento, em determinada amostra de soldagem. O ensaio

de ultrassom das amostras é mostrado na Figura 19.

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Figura 19 - Ultrassom das amostras ensaiadas

Nas três amostras de soldagem foram realizados ensaio de US no

comprimento de 400 mm dos 600 mm disponíveis, desprezando também as

geometrias destinadas para entrada e saída de solda, localizadas nas extremidades

das amostras de soldagem, conforme demonstrado no desenho da Figura 20.

Figura 20 - Linhas de fatiamento da amostra

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5.3.1 Ensaio de ultrassom AM1

O ensaio de US correspondente a soldagem da amostra AM1 apresentou a

indicação de uma descontinuidade com localização e dimensões conhecidas,

conforme mostrado na Figura 21 e Tabela 14.

Figura 21 - Indicação de descontinuidade AM1

Tabela 14 - Localização e configuração da indicação do defeito

NÚMERO SEQUENCIAL

DIREÇÃO ÂNGULO X Y Z COMPRIMENTO

(mm) ALTURA

(mm) AMPLITUDE

(%) INDICAÇÃO ACEITÁVEL

1 L 59 271 15 11 a 16 8,6 5,33 65 A-T4 x

A indicação descoberta na amostra AM1 foi classificada como A-T4, onde

“A” é a classificação de um defeito subsuperficial e “T4” é a indicação de que o

defeito foi causado por falta de fusão do metal. A falta de fusão, também conhecida

como gota fria, não causa danos significativos a tenacidade do material e

caracteriza-se pelo não coelasticimento (não existir fusão) de parte do cordão de

solda, na lateral do chanfro ou entre cordões multipasse (NOVAIS, 2010). Este

defeito pode ser causado por uma soldagem mal executada ou por uma velocidade

de fusão muito baixa ocasionando poças de fusão muito largas (MOREIRA, 2010).

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A indicação da descontinuidade foi aprovada de acordo com o limite de

registro da norma AWS D1.1 e validada por inspetor de US nível 2. O Anexo 1

mostra o relatório de inspeção US.

A Figura 22 apresenta uma visão geral do ensaio realizado na amostra AM1.

Figura 22 - Visão geral do ultrassom realizado na amostra AM1

5.3.2 Ensaio de ultrassom AM2

O ensaio de US correspondente a soldagem da amostra AM2 não

apresentou a indicação de descontinuidades. A Figura 23 apresenta uma visão geral

do ensaio realizado na amostra AM2.

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Figura 23 - Visão geral do ultrassom realizado na amostra AM2

5.3.3 Ensaio de ultrassom AM3

O ensaio de US correspondente a soldagem da amostra AM3 não

apresentou a indicação de descontinuidades. A Figura 24 apresenta uma visão geral

do ensaio realizado na amostra AM3.

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Figura 24 - Visão geral do ultrassom realizado na amostra AM3

5.4 ENSAIO DE IMPACTO CHARPY

As Tabelas 15 e 16 e Figuras 25 e 26, apresentam os resultados dos

ensaios de impacto Charpy do metal das amostras de soldagem. Os corpos de

provas foram separados em dois grupos para serem ensaiados nas temperaturas de

-10ºC e -18ºC com o objetivo de atender o critério de aceitação mínimo estabelecido

pelos fabricantes do metal de adição (USIMINAS, 2016) e do metal de base (ESAB,

2005). Abaixo segue observações dos ensaios realizados:

a) Os ensaios realizados atendem os requisitos de impacto para o metal de

base e o metal de adição em qualquer das faixas de temperaturas de pré-

aquecimento ensaiadas.

b) Quanto maior foi a temperatura de pré-aquecimento, propiciou uma melhora

significativa da tenacidade ao impacto

c) Mesmo a AM1 ter sido ensaiada com uma faixa de pré-aquecimento menor

do que o estabelecido em norma, ficou evidente que os resultados ficaram

bem acima dos requisitos mínimos necessários para os materiais ensaiados.

d) Algumas dispersões de resultados deste ensaio foram causadas pela

mudança de fase em que as temperaturas causaram na microestrutura do

material

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Tabela 15 - Resultados obtidos de impacto Charpy-V

SEQUÊNCIA -10ºC -18ºC

AM1 (J) AM2 (J) AM3 (J) AM1 (J) AM2 (J) AM3 (J)

1º ENSAIO 35,6 47,5 75,3 28,0 29,7 66,7

2º ENSAIO 41,3 56,8 43,0 35,2 43,7 39,9

3º ENSAIO 36,3 51,1 68,5 39,9 41,0 70,5

MÉDIO 37,7 51,8 62,3 34,4 38,1 59,0

DESVIO PAD. 3,1 4,7 17,0 6,0 7,4 16,7

Tabela 16 - Valores mínimos de Impacto dos metais

-18ºC -10ºC

Eletrodo 7018 (J) USI SAR 80T (J)

27 (min.) 27 (min.)

Figura 25 - Comparativo entre energia absorvida obtida para cada amostra e o mínimo aceitável do metal de base

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Figura 26 - Comparativo entre energia absorvida obtida para cada amostra e o mínimo aceitável do metal de solda

5.5 ENSAIOS METALOGRÁFICOS DOS METAIS

5.5.1 Macrografia

As Figuras 27, 28 e 29, apresentam o aspecto macrográfico das juntas

soldadas, com aumento em 10x, onde se observa um processo de soldagem

multpasse, nota-se a disposição em cordões e camadas nas amostras AM1, AM2 e

AM3.

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5.5.1.2 Aspectos macrográfico das amostras

Figura 27 - Macrografia da amostra AM1 com aumento em 10x

Figura 28 - Macrografia da amostra AM2 com aumento em 10x

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Figura 29 - Macrografia da amostra AM3 com aumento em 10x

O estudo do aspecto macrográfico dos metais das amostras AM1, AM2 e

AM3 não detectou ocorrência de defeito, poro, trinca, inclusão de escórias ou

qualquer outra descontinuidade de origem metalúrgica ou de operação nas juntas

soldadas.

5.5.2 Micrografia

Para avaliação da influência das temperaturas de preaquecimento nas

amostras do presente estudo, foram realizados ensaios micrográficos. Este ensaio

tem por objetivo a detecção de defeitos e o estudo das fases e microconstituintes

influenciados pelo ensaio. Foram realizadas micrografias com aumentos de 100x e

400x no metal de adição e na zona termicamente afetada, conforme mostrado nas

Figuras 30, 31 e 32 respectivamente para as amostras AM1, AM2 e AM3.

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5.5.2.1 Micrografia da amostra AM1

(a)

(b)

(c)

(d)

Figura 30 - (a) Micrografia da ZF 100x – AM1; (b) Micrografia da ZF 400x – AM1; (c) Micrografia da ZTA 100x – AM1; (d) Micrografia da ZTA 400x – AM1

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5.5.2.2 Micrografia da amostra AM2

(a)

(b)

(c)

(d)

Figura 31 - (a) Micrografia da ZF 100x – AM2; (b) Micrografia da ZF 400x – AM2; (c) Micrografia da ZTA 100x – AM2; (d) Micrografia da ZTA 400x – AM2

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5.5.2.3 Micrografia da amostra AM3

(a)

(b)

(c)

(d)

Figura 32 - (a) Micrografia da ZF 100x – AM3; (b) Micrografia da ZF 400x – AM3; (c) Micrografia da ZTA 100x – AM3; (d) Micrografia da ZTA 400x – AM3

Segundo microscopia óptica, conclui-se que nas três amostras de soldagem:

A região do metal de solda apresenta uma microestrutura constituída por

matriz de ferrita acicurlar (AF), ferrita poligonal, e ferrita (PF) com segunda fase

(FSP). A região da zona termicamente afetada apresenta uma microestrutura

constituída por martensita revenida com carbetos intragranulares. A presença de

quantidades significativas de ferrita acicurlar (AF) dá ao aço uma microestrutura

considerada ótima. Este microconstituinte possui carbenitretos precipitados que com

a microestrutura acicular desorganizada tende a não propagar trincas e aumenta a

tenacidade do material. A transformação da ferrita acicular é semelhante a

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transformação da bainita diferenciando-se basicamente no local onde cada

constituinte é nucleado.

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6 CONCLUSÃO

Todas as amostras apresentaram resultados satisfatórios no ensaio não

destrutivo de inspeção visual, demostrando que os critérios estabelecidos para a

temperatura de preaquecimento do material não influenciaram para a formação de

defeitos ou descontinuidades superficiais.

O ensaio não destrutivo de Ultrassom, não apresentou, descontinuidades

provenientes da ação do hidrogênio em camadas mais internas das três amostras de

soldagem. Conclui-se então que as faixas de preaquecimento nas amostras AM1

(70°C - 90°C), AM2 (100°C - 120°C) e AM3 (140°C - 160°C) foram suficientes para a

não ocorrência de trincas a frio na soldagem. E a descontinuidade encontrada na

AM1 “por falta de fusão”, não tem relação com a temperatura de preaquecimento

empregada ou trincas a frio.

No ensaio destrutivo de impacto Charpy, com localização do entalhe na ZTA,

mostra que quanto maior foi a temperatura de preaquecimento empregada, maior foi

a energia absorvida. Conclui-se então que quanto maior a temperatura de

preaquecimento, resultou em um material com um maior valor de tenacidade.

A energia absorvida no teste de impacto Charpy, mostra que todas as

amostram atendem os requisitos mínimos estabelecidos pela norma / fabricante de

consumíveis e materiais de base.

A formação de grande quantidade de ferrita acicular (AF), mostra que um

preaquecimento é suficiente para alterar a microestrutura do metal de solda e

melhorar sua tenacidade. A obtenção de microestrutura constituída de ferrita acicular

em aços micro-ligados é promissora por apresentar boa combinação de

propriedades mecânicas, especialmente pela melhoria da tenacidade, graças a

morfologia fina e entrelaçada que dificulta a propagação de trincas.

O sistema de deposição de camadas a fim de beneficiar a tenacidade após

microestrutura martensitica, foi propício para o estudo. Porém durante o processo

foram formados carbetos, que são sujeitos a corrosão intragranular.

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7 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Ampliar a gama de consumíveis, comumente utilizados, para estudos

semelhantes utilizando o mesmo material de base.

Desenvolver estudo similar, com a variação do aporte térmico, para entender

a influência desse parâmetro em processo de soldagem.

Desenvolver estudos com o objetivo de avaliar a restrições impostas durante

o processo de soldagem, uma vez que o estudo presente utilizou os critérios

estabelecidos na norma de procedimento e qualificação de soldagem AWS A5.5,

2014, na qual devido a espessura utilizada e o tamanho das amostras, as restrições

de soldagem, não influenciaram de forma significativa a soldagem. Em componentes

maiores, distorções na solda, são passiveis de ocorrer.

Realizar estudos de redução de custos no processo de soldagem, uma vez

que o estudo presente demostrou que com menor energia empregada obteve

resultados satisfatórios.

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USIMINAS, Catálogo USIMINAS de Chapas Grossas, 2014.

VIANA, L. A. F. C.; Influência de Diversos Ciclos de Aquecimento Subcrítico Sobre a Microestrutura e Propriedades Mecânicas Básicas de Um Aço de Alta Resistência e Baixa Liga Temperado e Revenido; Dissertação de Mestrado em Engenharia de Materiais, UFOP - Universidade Federal de Ouro Preto, Ouro Preto, MG, Brasil, 2015.

WAINER, E.; BRANDI, S.D.; MELO, V.O.; Soldagem, processos e metalurgia. 1ª ed, Editora Edgard Blücher, 2004, São Paulo, SP, 2004. 504p.

WES D1.1/D1.1M, Structural Weldding Code Steel, 2010.

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ANEXO 1 - RELATÓRIO DE ENSAIO (AWS D1.1)

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ANEXO 2 - RELATÓRIO DE ENSAIO (PHASED ARRAY E TOEFD)

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ANEXO 3 – RELATÓRIO DE ENSAIO (PHASED ARRAY E TOFD)