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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
i
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
ii
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
iii
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
iv
A minha amada esposa, Ladjane Benevinuto, grávida, de minha primeira
filha, Manuela. Quem sempre me apoiou e incentivou em tudo com muito amor.
v
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.
vi
“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
vii
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
viii
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.
ix
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
x
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
xi
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
xii
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
xiii
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
xiv
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
14
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
15
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.
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.
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
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:
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
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
21
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).
22
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
23
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.
24
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
25
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;
26
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.
27
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
28
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:
29
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
30
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.
31
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:
32
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
33
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
34
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.
35
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.
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.
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
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:
39
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.
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.
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
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.
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
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).
45
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
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
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
48
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.
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.
50
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
51
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.
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.
53
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.
54
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
55
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).
56
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.
57
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.
58
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
59
60
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
61
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.
62
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
63
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.
64
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
65
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
66
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
67
transformação da bainita diferenciando-se basicamente no local onde cada
constituinte é nucleado.
68
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.
69
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.
70
8 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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WES D1.1/D1.1M, Structural Weldding Code Steel, 2010.
72
ANEXO 1 - RELATÓRIO DE ENSAIO (AWS D1.1)
73
ANEXO 2 - RELATÓRIO DE ENSAIO (PHASED ARRAY E TOEFD)
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ANEXO 3 – RELATÓRIO DE ENSAIO (PHASED ARRAY E TOFD)