Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia de Materiais · 2019. 1. 23. · Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia de Materiais. ESTUDO DAS PROPRIEDADES

Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia de Materiais

ESTUDO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS EM JUNTAS SOLDADAS DO AÇO

API 5L X65 PELOS PROCESSOS TIG E ARAME TUBULAR

FELIPPE HENRIQUE ALVES DE LUCENA

Rio de Janeiro, Novembro de 2017.

CENTRO UNIVERSITÁRIO ESTADUAL DA ZONA OESTE

PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CIÊNCIA E TECNOLOGIA DE MATERIAIS

ESTUDO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS EM JUNTAS SOLDADAS DO AÇO

API 5L X65 PELOS PROCESSOS TIG E ARAME TUBULAR

Orientador:

Prof. Dr. Mauro Carlos Lopes Souza

Rio de Janeiro, Novembro de 2017.

Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia de Materiais do Centro Universitário da Zona Oeste – UEZO, como parte integrante dos requisitos necessários para obtenção do título de Mestre em Ciência e Tecnologia de Materiais.

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.

Rio de Janeiro, 30/11/2017,

___________________________________________

Felippe Henrique Alves de Lucena

X000 Henrique Alves de Lucena, Felippe Estudo das Propriedades Mecânicas em Juntas Soldadas do aço API 5L X65 pelos Processos TIG e Arame Tubular – 2017. Orientador: Prof. Dr. Mauro Carlos Lopes Souza Dissertação de Mestrado – Centro Universitário Estadual da Zona Oeste, Rio de Janeiro.

1. Aporte Térmico. 2. Soldagem. 3. Aço API X65.

Felippe Henrique Alves de Lucena

Estudo das Propriedades Mecânicas em Juntas Soldadas do Aço API 5L X65 pelos Processos TIG e Arame Tubular

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: Soldagem.

Aprovado em: 30 de novembro de 2017.

Banca Examinadora:

____________________________________________________

Prof. Mauro Carlos Lopes Souza, DSc. (Orientador)

Universidade Estadual da Zona Oeste – UEZO

___________________________________________________

Prof. Carlos Alberto Martins Ferreira, DSc

Universidade Estadual da Zona Oeste – UEZO

_____________________________________________________

Prof. José Luiz Fernandes, DSc

Centro Federal de Educação Tecnológica Celso Suckow da Fonseca – CEFET/RJ

Rio de Janeiro

2017

Dedicatória

Dedico este trabalho primeiramente a Deus por todas as graças concedidas. Aos

meus pais que desde tenra idade investiram em minha educação e me incentivaram

no processo de investigação e construção do conhecimento. A minha esposa, pelo

amor e compreensão em todos os momentos.

“O conhecimento é o mais potente dos afetos: somente ele é capaz de induzir o ser

humano a modificar sua realidade”

Friedrich Nietzsche

AGRADECIMENTOS

Primeiramente agradeço a Deus pelo atendimento as minhas necessidades para

enfrentar os desafios traçados.

À minha família que sempre me apoiou e acreditou em mim mesmo nos momentos

mais difíceis e incertos.

À UEZO, através de corpo docente, direção, е administração por abrir esta janela de

oportunidade

Ao meu orientador, Prof. Dr. Mauro Carlos Lopes Souza pela dedicação, paciência,

amizade e conhecimentos transmitidos durante a elaboração desse trabalho.

Agradeço а todos que de alguma forma contribuíram para o meu desenvolvimento e

crescimento, humano, profissional e familiar.

RESUMO

Os tubos API 5L X65 de aço alta resistência baixa liga são amplamente utilizados nos

projetos submarinos para tubulação de transporte de óleo e gás e sempre sujeitos a

qualificação do processo de soldagem. Uma das variáveis essenciais da norma API

1104 é o aporte térmico, com tolerância de ± 10% por passe, causando impactos

financeiros e em prazos no período de fabricação. Neste trabalho objetivou avaliar,

por ensaios mecânicos da norma API 1104, as propriedades aporte térmico baixo e

alto em duas principais posições de soldagem, 2G e 5G e dessa forma ampliar a faixa

qualificada do aporte térmico. Foram realizados ensaios de tração transversal a solda,

ensaio de tração no metal de solda (all weld metal), mapeamento de dureza e ensaio

de impacto charpy com entalhe em V com temperatura de -20°C. Os tubos foram

soldados com processo TIG e arame tubular com proteção gasosa. Os ensaios

apresentaram resultados satisfatórios e em atendimento com a norma API 1104,

mesmo com uma variação de quase 40% no aporte térmico nos passes de enchimento

e acabamento, apresentando a possibilidade de considerar valores mais amplos do

que os considerados na norma

Palavras chave: Aporte térmico, Soldagem, Aço API 5L X65Q

ABSTRACT

The high strength low alloys steel API 5L X65 pipeline are largely used in subsea

projects to transport hydrocarbon and gas, therefore a welding procedure qualification

test shall be performed. Heat input is one of the essentials variables form API 1104

that consider a change of more than ± 10% from nominal heat input range recorded

for each weld pass during the procedure qualification, so this clause create cost impact

and fabrication schedule impact. The focus of this work is to analyze through

mechanical test following API 1104 criteria the weld joint properties regarding high and

low heat input in 2G and 5G welding position. It were performed transversal tensile test

on the weld, all weld metal tensile test, HV10 hardness survey and charpy V notch test

at -20°C. The welding were performed by TIG and gas shielded flux cored arc welding.

The tests results showed satisfactory results in compliance with API 1104 standard,

even with a 30% range of heat input variation in fill and cap passes. This result is an

opportunity to wide heat input range from API 1104.

Key words: Welding, Heat input, API 5L X65 steel

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 - Comparativo da produção de petróleo, em milhões de barris por dia, entre Brasil, Venezuela e Mexico. ...................................................................................... 15 Figura 2 – Consumo de energia primária por combustível ........................................ 16 Figura 3 – Percentual consumo energia primarias .................................................... 17 Figura 4 – Fatores que contribuem ao desenvolvimento dos aços microligados de alta resistência .......................................................................................................... 21 Figura 5 – Curva característica de uma fonte de Corrente Constante ...................... 28 Figura 6 – Representação do processo de soldagem TIG ........................................ 29 Figura 7 – Representação do processo arame tubular com gás de proteção ........... 31 Figura 8 – Sequencia do processo de fabricação de arames tubulares. ................... 31 Figura 9 – Taxa de deposição para diferentes processos de soldagem. .................. 33 Figura 10 – Efeito da extensão do eletrodo na taxa de deposição ............................ 34 Figura 11 – Curva característica de uma fonte tensão constante ............................. 35 Figura 12 – Diagrama de Granville apresenta as regiões com tendência a formação de trincas relacionando percentual em peso de carbono com carbono equivalente . 40 Figura 13 – Efeito do gás de proteção no perfil da solda .......................................... 46 Figura 14 – Fluxograma com as etapas do trabalho ................................................. 47 Figura 15 – Localização de retirada dos corpos de prova ......................................... 53 Figura 16 – Dimensão do corpo de prova para ensaio de tração transversal ........... 54 Figura 17 – Dimensões do corpo de prova do ensaio de tração all weld metal ........ 55 Figura 18 – Corte na seção transversal da solda com corpo de prova do ensaio de tração all weld metal .................................................................................................. 55 Figura 19 – Localização das impressões no ensaio de dureza HV10 ....................... 56 Figura 20 – Posição de retirada de corpo de prova para ensaio de impacto charpy no metal de solda. .......................................................................................................... 57 Figura 21 – Posição de retirada de corpo de prova para ensaio de impacto charpy na zona termicamente afetada. ...................................................................................... 57 Figura 22 – Variação média do aporte térmico por agrupamento de passes na posição 2G ................................................................................................................ 58 Figura 23 – Variação média do aporte térmico por agrupamento de passes na posição 5G ................................................................................................................ 59 Figura 24 – Comparação do aporte térmico entre soldadores por passe na condição BAT – 2G................................................................................................................... 60 Figura 25 – Comparação do aporte térmico entre soldadores por passe na condição BAT – 5G................................................................................................................... 60 Figura 26– Comparação do aporte térmico entre soldadores por passe na condição AAT – 2G................................................................................................................... 61 Figura 27– Comparação do aporte térmico entre soldadores por passe na condição AAT – 5G................................................................................................................... 61 Figura 28 – Resultado do ensaio de tração no metal de solda ................................. 64 Figura 29 – Dureza HV10 média de cada região da junta (2G BAT 0°) .................... 66

Figura 30 – Dureza HV10 média de cada região da junta (2G BAT 180°) ................ 66 Figura 31 – Dureza HV10 média de cada região da junta (2G AAT 0°) .................... 67 Figura 32 – Dureza HV10 média de cada região da junta (2G AAT 180°) ................ 68 Figura 33 – Dureza HV10 média de cada região da junta (5G BAT 0°) .................... 68 Figura 34 – Dureza HV10 média de cada região da junta (5G BAT 180°) ................ 69 Figura 35 – Dureza HV10 média de cada região da junta (5G AAT 0°) .................... 70 Figura 36 – Dureza HV10 média de cada região da junta (5G AAT 180°) ................ 70

LISTA DE TABELAS

Tabela 1. Rotas de fabricação e condições de fornecimento da tubulação conforme API 5L PSL 2 ............................................................................................................. 24 Tabela 2 – Tabela de composição química para tubos PSL 2 com espessura ≤ 25 mm ............................................................................................................................ 25 Tabela 3 – Requisitos para os resultados do ensaio de tração para tubos PSL 2 .... 27 Tabela 4 – Rendimento térmico por processo de Soldagem,. ................................... 38 Tabela 5 – Composição química do tubo API 5L X65Q PSL2 .................................. 43 Tabela 6 – Resultado dos ensaios de tração do material de base ............................ 43 Tabela 7 – Composição química dos consumíveis de soldagem .............................. 44 Tabela 8 – Especificação do Procedimento de Soldagem (EPS) .............................. 48 Tabela 9 – Registro de Soldagem – Baixo Aporte Térmico 5G (BAT-5G) ................. 50 Tabela 10 – Registro de Soldagem – Alto Aporte Térmico 5G (AAT-5G) ................. 51 Tabela 11 – Registro de Soldagem – Baixo Aporte Térmico 2G (BAT-2G) ............... 51 Tabela 12 – Registro de Soldagem – Alto Aporte Térmico 2G (AAT-2G) ................. 52 Tabela 13 – Relação da posição da numeração com o tipo de ensaio ..................... 53 Tabela 14 – Resultado do ensaio de tração transversal ........................................... 62 Tabela 15 – Resultado do ensaio de tração na solda (all weld metal) ...................... 63 Tabela 16 – Resultado do ensaio de charpy ............................................................. 64 Tabela 17 – Mapeamento de dureza da amostra 2G BAT 0° .................................... 65 Tabela 18 – Mapeamento de dureza da amostra 2G BAT 180° ................................ 66 Tabela 19 – Mapeamento de dureza da amostra 2G AAT 0° ................................... 67 Tabela 20 – Mapeamento de dureza da amostra 2G AAT 180° ................................ 67 Tabela 21 – Mapeamento de dureza da amostra 5G BAT 0° .................................... 68 Tabela 22 – Mapeamento de dureza da amostra 5G BAT 180° ................................ 69 Tabela 23 – Mapeamento de dureza da amostra 5G AAT 0° .................................... 69 Tabela 24 – Mapeamento de dureza da amostra 5G AAT 180° ................................ 70

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

AWS American Welding Society

BP

C Carbono

Cr Cromo

Cu Cobre

FCAW Flux Cored Arc Welding

Fe Ferro

Mn Manganês

Mo Molibdênio

Ni Niquel

S Enxofre

Si Silício

TEP Tonelada equivalente de petróleo

TIG Tungsten Inert Gas

ZTA Zona termicamente afetada

SUMÁRIO

1. INTRODUÇÃO ................................................................................................... 15

1.1. Objetivo geral ............................................................................................... 18

1.2. Objetivo específico ....................................................................................... 18

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................................... 20

2.1. Características dos aços alta resistência baixa liga ..................................... 20

2.1.1. Composição química ............................................................................. 20

2.1.2. Tubos utilizados na indústria do petróleo – Tubos API .......................... 22

2.1.3. Tubos API 5L ......................................................................................... 23

2.2. Processos de soldagem ............................................................................... 26

2.2.1. Processo de soldagem TIG ................................................................... 26

2.2.2. Processo de soldagem arame tubular ................................................... 30

2.3. Soldabilidade doa aços alta resistência baixa liga ....................................... 35

2.3.1. Aporte térmico ....................................................................................... 36

2.3.2. Carbono equivalente .............................................................................. 38

3. Materiais e Métodos ........................................................................................... 42

3.1. Materiais ....................................................................................................... 42

3.1.1. Material de base .................................................................................... 42

3.1.2. Consumíveis de soldagem .................................................................... 43

3.2. Métodos ....................................................................................................... 46

3.2.1. Parâmetros experimentais ..................................................................... 48

3.2.2. Ensaios mecânicos ................................................................................ 52

4. RESULTADOS E DISCUSSÕES ....................................................................... 58

4.1. Soldagem dos corpos de prova .................................................................... 58

4.2. Ensaios de tração transversal ...................................................................... 62

4.3. Ensaio de tração na solda ............................................................................ 63

4.4. Ensaio de Impacto charpy ............................................................................ 64

4.5. Ensaio de dureza ......................................................................................... 65

5. CONCLUSÃO .................................................................................................... 71

6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ................................................................... 73

1. INTRODUÇÃO

A indústria do petróleo no Brasil alavancou de maneira abrupta após o ano de

2007, com a descoberta de petróleo na camada do pré-sal, tal descoberta é

considerada uma das mais importantes em todo o mundo na última década. O Brasil

se encontra em grande crescimento no setor, graças aos excelentes resultados dos

campos do pré-sal, que produzem além do esperado, posicionando o Brasil em 2017

como o maior produtor de petróleo da América Latina, conforme site do governo do

Brasil (BP Statistical Review of World Energy, 2017)

Figura 1 - Comparativo da produção de petróleo, em milhões de barris por dia, entre

Brasil, Venezuela e Mexico. (BP Statistical Review of World Energy, 2017)

Considerando como base as informações o BP Energy Outlook 2017, o petróleo

é a principal fonte de energia no mundo, representando cerca de 30% de energia

principal consumida no mundo em 2015, apesar de um declínio constante a partir de

2015, continua liderando as projeções de consumo para os próximos 20 anos. É

notório o crescimento do gás nas últimas décadas e a grande alavancagem dos

últimos anos dos combustíveis oriundos de fontes renováveis.

Figura 2 – Consumo de energia primária por combustível (BP Energy Outlook, 2017)

No Brasil a indústria do óleo e gás corresponde a cerca de 11% do PIB industrial

(CNI, 2014), no mundo o Brasil é o décimo maior produtor de óleo e gás (ANP, 2017),

com produção em torno de 2,5 milhões de barris com reservas provadas de 12 bilhões

de barris, dados da CNI, e temos ainda muitas reservas a serem desenvolvidas.

Apesar da crise dos últimos anos e variações no preço do barril, faceamos hoje uma

forte tendência de manutenção de preço do barril em patamar moderado, o que

começa uma grande pressão de redução de custos na indústria gerando grande

competitividade.

Figura 3 – Percentual consumo energia primarias (BP Energy Outlook, 2017)

Com o preço do barril nos patamares atuais, torna se necessário repensar a

maneira de planejar os projetos, pois caso contrário, os projetos podem apresentar

valores que o tornam inviável de construir, pois um campo offshore em aguas

profundas necessita em média de oito a dez anos para entrar em operação,

considerando como período inicial as primeiras avaliações do poço. Enquanto um

campo de “shale oil ou shale gas”, que é o petróleo ou gás não convencional extraído

do xisto, e que precisa apenas de 2 anos para entrar em produção, dessa forma

atuando como um controlador do preço do barril.

Para atender a necessidade de exploração dos campos de Libra no pré-sal que

está situado em águas ultra profundas, em lamina d`agua de aproximadamente 2000

metros, será necessário o desenvolvimento de novas tecnologias, materiais e a

consolidação de tecnologias já existentes e aplicadas, porém com nova visão de

negócio, garantindo a qualidade e gerando impactos positivos em custo, ou seja, fazer

mais por menos.

Considerando que o Brasil enfrentará um período de grandes projetos que

deverão utilizar tubos API 5L com o grau X65, pois agrega alta resistência e

consequentemente, redução da espessura de parede dos tubos e redução de custos,

além de ser um material que atende à necessidade dos novos campos de petróleo e

que não apresenta muita dificuldade para fabricação, instalação e construção. Com

intuito de tornar os projetos cada vez mais viáveis, comercialmente e tecnicamente, é

necessário reavaliar questões existentes que impactam em prazo e custo nas

atividades.

Com esse olhar, tem se a norma API 1104 uma referência para qualificação de

procedimentos de solda para tubulações, entre suas variáveis essenciais está o

controle do aporte térmico por passe com tolerância restrita de ± 10%, sendo essa

variável essencial motivo de cortes em juntas, retrabalhos, atrasos, entre outros

custos durante a fabricação, logo impacta em custos que podem ser suprimidos, e

ainda mantendo a qualidade necessária mesmo com uma tolerância de aporte térmico

maior que o requerido.

Uma das formas de ampliar a faixa do aporte térmico, e assim conseguir reduzir

impactos na etapa de fabricação, é realizar juntas soldadas com variação do aporte

térmico e em seguida, os ensaios mecânicos, orientados na norma para avaliação das

propriedades mecânicas na junta soldada.

1.1. Objetivo geral Este trabalho tem por objetivo analisar o comportamento mecânico do material

devido ao efeito do aporte térmico (heat input) nas principais posições de soldagem

(2G e 5G) com diferentes parâmetros para soldagem em tubos API 5L X65, realizando

juntas em condições extremas de aporte térmico, ou seja, juntas com baixo e com alto

aporte térmico.

1.2. Objetivo específico

Como objetivos específicos da presente dissertação, pode-se citar:

1. Avaliação das propriedades mecânicas do metal de solda de aço de alta resistência

obtido pelo processo FCAW com gás de proteção;

2. Avaliação da influência da posição soldagem nas propriedades mecânicas do metal

de solda e zona termicamente afetada;

3. Avaliação da influência nas propriedades mecânicas do aporte térmico além da

tolerância de ± 10% conforme variável essencial da norma API 1104;

2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

Este capítulo tem a finalidade de abordar e prestar algumas explicações

referentes ao assunto do trabalho, como por exemplo: as características do material

de base, da soldagem e da soldabilidade dos aços alta resistência baixa liga, como

base teórica para compreensão dos próximos capítulos, onde os resultados obtidos

serão apresentados e discutidos.

2.1. Características dos aços alta resistência baixa liga 2.1.1. Composição química

Existem várias formas de classificar os aços, por exemplo: pela composição

química (C-Mn, Cr-Mo); pelo uso final (aço ferramenta, aço estrutural); pelas

características (aços para alta temperatura); pelo método de fabricação (acalmado,

efervescente); pelo tipo de microestrutura (aços bainiticos, aços martensiticos); pelo

tratamento térmico (aços normalizados, aços temperados e revenidos) e outras

milhares de formas de classificar os aços.(Bailey, 1994)

O aço é uma liga metálica formada de ferro e carbono (Fe-C) onde adiciona-se

pequenas quantidades de carbono, chegando a teores máximos na ordem de 2,00%.

Dependendo da quantidade existente de cada elemento, eles podem ser considerados

como elementos residuais ou elementos de liga, onde os elementos residuais não

conferem propriedades ao aço e podem ser indesejáveis, já os elementos de liga são

adicionados com propósito de conferir determinada característica ou propriedade ao

aço, logo existem elementos que podem assumir condição de elemento residual e

dependendo da sua quantidade adicionada ao aço ele se comporta como elemento

de liga.

Considerando o aço mais simples e comum, ou seja, o aço-carbono, o único

elemento de liga presente é o carbono e os demais elementos são residuais e

provenientes do processo de fabricação, como por exemplo: o manganês, o silício, o

fósforo, o enxofre e o alumínio, tendo sua origem nos minérios, sucatas ou reações

químicas desejáveis, tais como dessulfuração e desoxidação do aço.

Conforme Bailey (1994) o aço C-Mn apresenta níveis de manganês na ordem

de 1 a 2% e são os mais utilizados, o manganês representa a forma mais econômica

de melhorar as propriedades do aço, e ele pode ser considerado o maior formador de

tipos de aços. Aços alta resistência baixa liga (ARBL) ou do inglês High Strength Low

Alloy (HSLA), são aços C-Mn microligados, com pequenas adições de elementos

microligantes como o nióbio (Nb), o vanádio (V), o titânio (Ti) e o boro (B) para conferir

propriedades ao aço sem prejudicar a soldagem e a conformabilidade. A Figura 4

apresenta os principais fatores que contribuem ao desenvolvimento dos aços

microligados de alta resistência.

Figura 4 – Fatores que contribuem ao desenvolvimento dos aços microligados de

alta resistência (GLADMAN 1999)

Os aços de alta resistência baixa liga (ARBL) apresentam limite de escoamento

(LE) mínimo na ordem de 340 Mpa, boa tenacidade a baixas temperaturas com

mecanismos de refino de grão, baixos teores de carbono (C), endurecimento por

precipitação, adição de elementos microligantes associados a diferentes escalas de

passes de temperaturas de laminação.

2.1.2. Tubos utilizados na indústria do petróleo – Tubos API

Os tubos de aço utilizados na indústria do petróleo e gás natural são regulados

pela API (American Petroleum Institute) e são divididos em três grandes grupos,

basicamente:

• Conforme norma API 5CT – Specification for Casing and Tubing – São tubos

utilizados para produção de petróleo e gás ou revestimento dos poços de

petróleo e fazem parte do grupo dos OCTG (Oil Country Tubular Goods), onde

casing é a coluna que faz o revestimento dos poços petrolíferos e o tubing é a

coluna que injeta ou retira fluidos do poço.

• Conforme norma API 5D – Specification for Drill Pipe – São tubos utilizados

para perfuração dos poços e fazem parte do grupo dos OCTG (Oil Country

Tubular Goods). Um drill pipe é conectado ao outro através de uma peça

soldada na extremidade chamada tool joint. Na extremidade da coluna é

colocado a broca que faz a perfuração do poço.

• Conforme norma API 5L – Specification for Line Pipe – São tubos, utilizados

onshore e offshore, que fazem o transporte dos fluídos dos campos produtores

para os tanques de armazenamento ou de separação ou navios, destes para

as refinarias e destas para os clientes.

Este trabalho será limitado nos tubos API 5L, ou seja, tubos de condução

largamente aplicados nas dutovias subterrâneas, aparentes, aéreas e submarinas, em

vários segmentos da indústria do petróleo e gás, além de aplicações em outras

industrias, como por exemplo minerodutos, para transporte de minério de ferro.

2.1.3. Tubos API 5L

A norma API 5L classifica os tubos de acordo com seu limite de escoamento

(LE). O grau da composição química e propriedade mecânica variam desde API 5L

A25, API 5L A., API 5L B e a família API 5L X, onde os dois ou três dígitos que seguem

a letra X, correspondem ao limite de escoamento mínimo especificado (SMYS) em

Ksi, por exemplo API 5L X65, significa que este tubo apresenta 65 Ksi de limite de

escoamento mínimo, ou 450 Mpa.

Os tubos podem ser originados a partir de chapas ou bobinas de aço e

fabricados com solda ou originados de tarugo, que é uma barra circular maciça de

aço, e dessa forma sendo formado tubo sem costura (seamless).

De acordo com a norma API 5L existem dois níveis de especificação de produto

(PSL – product specification level), PSL 1 e PSL 2. Segundo Hippert 2004 a diferença

básica entre um nível e outro, entretanto, é o rigor no detalhamento e nos requisitos

técnicos: tubos enquadrados no PSL 2 devem apresentar, por exemplo, controle mais

estreito da composição química do material e valores definidos de tenacidade e

resistência a tração.

Para tubos PSL 2, após os dígitos que representam o grau do aço, é aplicado

um sufixo, que consiste em uma única letra (R, N, Q ou M) que identifica a condição

de fornecimento do tubo, assim como a rota de fabricação para tubos PSL 2, Além de

apresentar a condição de fornecimento, os tubos PSL 2 também apresentam faixas

com valor mínimo e máximo para limite de escoamento (LE) e limite de resistência

(LR) e critérios de aceitação para relação LE/LR.

A Tabela 1 apresenta todas as rotas de fabricação e condições de fornecimento

das tubulações conforme norma API 5L para o nível 2 de especificação de produto

(PSL 2).

Tabela 1. Rotas de fabricação e condições de fornecimento da tubulação conforme

API 5L PSL 2 (API 5L 2013)

A norma API 5L apresenta tabelas com as tolerâncias de composição química

para cada grau de aço, para cada tipo de PSL, condição de fornecimento, condição

de fabricação do tubo: com ou sem costura, entre outras condições. Segue Tabela 2

com um resumo das faixas requeridas de composição química para tubos PSL 2.

Tabela 2 – Tabela de composição química para tubos PSL 2 com espessura ≤ 25 mm

(API 5L 2013)

Inicialmente os dutos da indústria do petróleo e gás eram fabricados com aços

endurecidos pela adição de carbono e manganês, o que lhes conferia baixa

tenacidade e soldabilidade. Com o desenvolvimento dos aços ARBL a indústria os

adotou, e segundo a norma API 5L todos os graus de aços a partir do X42 são todos

aços do tipo ARBL. Pode-se observar que a partir de um tubo sem costura API 5L

X42R é possível beneficia-lo com têmpera e revenimento para atingir graus superiores

como o API 5L X70Q, como apresenta o trabalho de Godefroid et al, 2017.

A Tabela 3 apresenta os valores de propriedades mecânicas mínimas e

máximas resultante do ensaio de tração no material base e na solda, para tubos PSL

2, conforme API 5L.

2.2. Processos de soldagem

A soldagem circunferencial de dutos está cada dia mais acelerada, ou seja,

necessitando de processos com melhor desempenho, maior taxa de deposição com

maior eficiência do processo, e menos susceptíveis a defeitos e com isso impulsiona

o desenvolvimento dos processos semi-automaticos para uso no campo, em

substituição a processo como eletrodo revestido que é um processo principalmente

manual e de baixa produtividade.

A soldagem semi-automatica significa que o processo de soldagem é manual

com equipamento que controla uma ou mais condições de soldagem, sendo que o

avanço da soldagem é controlado manualmente. O soldador manipula a pistola para

executar a soldagem enquanto que o metal de adição é automaticamente adicionado

para o arco, conforme AWS D1.1 e DNV OS F101

2.2.1. Processo de soldagem TIG

O processo de soldagem TIG (Tungsten Inert Gas), também conhecido como

GTAW (Gas Tungsten Arc Welding) é um processo de soldagem que utiliza arco

elétrico, entre a peça e um eletrodo de tungstênio (W) não consumível e com proteção

gasosa de um gás inerte, onde são utilizados, de modo geral, argônio (Ar) e hélio (He)

ou misturas. Esse processo pode ocorrer com ou sem material de adição, quando não

existe material de adição chama se solda autógena.

Tabela 3 – Requisitos para os resultados do ensaio de tração para tubos PSL 2 (API

5L 2013)

O eletrodo de tungstênio não deve ser fundido, para não criar defeito e

descontinuidade no cordão de solda. O eletrodo deve ser selecionado de acordo com

a capacidade e tipo de correte adequado a cada liga. Ele pode ser fabricado de

tungstênio e suas ligas, como por exemplo: tungstênio puro, ligado ao tório (Th), ao

cério (Ce), zircônio (Zr) e lantânio (La). Para soldagem de aços os eletrodos indicados

são: de tório, cério e lantânio.

O processo de soldagem TIG utiliza fonte de energia do tipo Corrente

Constante, isso significa que variações na tensão, ou seja, no comprimento do arco,

implicará em baixa variação na corrente.

A Figura 5 apresenta o comportamento de uma fonte com curva caracteristica

de corrente constante.

Figura 5 – Curva característica de uma fonte de Corrente Constante (MODENESI,

2009)

O processo TIG é muito utilizado em materiais ferrosos e em ligas não ferrosas,

como por exemplo: ligas de alumínio, magnésio, titânio, cobre, entre outros. A solda

produzida é muito limpa e de boa qualidade, devido a boa estabilidade e controle do

processo, não apresenta escória e nem respingos, sendo muito indicado para juntas

de pequenas espessuras e passe de raiz. Não apresenta restrição quanto posição de

soldagem e tipo de junta. Porém a produtividade é baixa (taxa de deposição baixa

quando comparada a outros processos a arco elétrico), além das limitações quanto a

máxima espessura soldável, principalmente em juntas sem chanfro.

A Figura 6 faz a representação dos elementos e caracteristicas do processo de

soldagem TIG.

Segundo Bracarense (2000), as variáveis que determinam basicamente o

processo são a tensão do arco, a corrente de soldagem, velocidade de avanço e o

gás de proteção. Deve-se considerar que as variáveis não agem especificamente de

forma independente, havendo forte interação entre elas.

Figura 6 – Representação do processo de soldagem TIG (DBC)

A utilização das duas mãos do soldador é algo que vale ressaltar no processo

TIG manual, em relação aos processos de soldagem a arco, pois o soldador utiliza

uma mão para manipular a tocha, ou seja, onde controla o arco elétrico e com a outra

mão o soldador alimenta e posiciona o metal de adição em forma de vareta. Dessa

forma esse processo requer mais habilidade e técnica dos soldadores.

Atualmente já existem várias variantes do processo TIG, por exemplo TIG

pulsado, mecanizado ou automatizado, com AVC (Arc Voltage Control) que controla

automaticamente a tensão do arco, mantendo o arco estável durante a soldagem, TIG

com arame quente, para processos mecanizados ou automatizados, aumentando a

taxa de deposição e co nsequentemento o desempenho produtivo do processo.

2.2.2. Processo de soldagem arame tubular

O processo de soldagem arame tubular, também conhecido como Flux Cored

Arc Welding, apresenta características bem semelhantes ao processo de soldagem

com arame sólido GMAW (Gas Metal Arc Welding), também conhecido como

MIG/MAG (Metal Inert Gas / Metal Active Gas) e utilizam o mesmo equipamento,

apenas necessitando de pequena adaptação (FORTES, 2004).

A soldagem por arame tubular é um processo semiautomático de soldagem a

arco elétrico com proteção do arco feita pelo fluxo interno do arame tubular ou

podendo ser por um gás de proteção. O fluxo interno do arame apresenta várias

funções, como: proteger e estabilizar o arco, adicionar elementos de liga no metal de

solda, atuar como desoxidante e formadores de nitretos e de escória.

A maneira mais simples de entender a fabricação do arame tubular, cujo interior

está preenchido com produtos a serem fundidos, envolve a utilização de fitas

metálicas finas que passarão por uma sequência de roletes para conformação, até a

formação de um “U”, então nesse momento o fluxo é depositado através de um silo e

em seguida fecha-se a fita, em uma sequência de roletes de fechamento, até uma

seção circular desejada, terminando o processo na trefilação ou laminação.

A Figura 7 traz a representação dos detalhas do processo arame tubular com

gás de proteção.

A sequencia do processo de fabricação de arames tubulares é apresentada na

Figura 8.

Figura 7 – Representação do processo arame tubular com gás de

proteção(FORTES, 2004).

Figura 8 – Sequencia do processo de fabricação de arames tubulares(FORTES,

2004).

Os arames tubulares podem ser divididos em três grupos, em função do tipo e

das características do fluxo introduzido no involucro metálico. Os grupos são: arame

tubular com proteção gasosa (FCAW – G), arame tubular metálico (com pó metálico

no núcleo) (MCAW) e arame tubular auto protegido (FCAW – S).

• Arame Tubular autoprotegido (Flux Cored Arc Welding – Self Shielded) – A

soldagem com este tipo de arame não necessita adicionar gás de proteção,

pois o metal fundido fica protegido por uma camada de escória, pelos gases e

pelos elementos desoxidantes e formadores de nitretos que são oriundos da

decomposição do fluxo. Esses arames podem ser utilizados em todas as

posições de soldagem e são de fácil aplicação no campo, locais com pouca

proteção ou barreiras de proteção da solda. conforme (FORTES 2004).

,

• Arame Tubular com alma metálico (Metal Cored Arc Welding) – Este arame

permeia entre os arames tubulares e os arames sólidos, pois trata se de um

involucro metálico com 95% de pó metálico internamente e muito pouco

componentes formadores de escória, de modo a não necessitar realizar a

limpeza entre passes. Utiliza misturas de Ar + CO2, ricas em Argônio.

,conforme Fortes 2004Tendo como característica principal as altas taxas de

deposição juntamente com altas eficiências de deposição e baixo volume de

escória, permitem a utilização desses arames em velocidades mais elevadas e

consequentemente aumento de produtividade.

• Arame Tubular com proteção gasosa (Flux Cored Arc Welding – Gas Shielded)

– Este tipo de arame necessita de proteção gasosa, normalmente CO2 ou em

alguns casos misturas de Ar + CO2. Os componentes do fluxo interno desse

tipo de arame tubular podem apresentar fluxo rutílico, tendo como

componentes não metálicos Al2O3, Si02 e TiO2, ou fluxo básico, tendo como

componentes não metálicos MgO, CaF2 e carbonatos, e com ação bem

semelhante ao processo de soldagem com eletrode revestido no que diz

respeito a atuação do tipo de fluxo (básico ou rutilico). (FORTES, 2004)

FORTES (2004) ressalta que a diferença mais importante entre a soldagem

MIG/MAG com arame sólido e a com arame tubular é o seu desempenho em termos

de produtividade, características de soldagem e integridade do metal de solda.

A produtividade desse processo está ligada a taxa de deposição que ocorre por

efeito Joule (Q = Rxi²xt), logo, quando comparamos a seção transversal do arame

sólido e do arame tubular, nota se que o arame sólido conduz a corrente por toda

seção transversal, enquanto o arame tubular possui apenas uma casca metálica

(invólucro) para conduzir a corrente. Dessa forma a maior densidade de corrente e o

efeito Joule garantem a taxa de fusão maior para o processo com arame tubular.

A taxa de deposição para diferentes processos de soldagem é apresentada na

Figura 9, fazendo uma comparação com o processo arame tubular (FCAW).

Figura 9 – Taxa de deposição para diferentes processos de soldagem (ESAB, 2015).

Segundo FORTES (2004) a extensão do eletrodo, ou seja, a distância entre o

bico de contato da tocha e a peça (DBCP) chamado também de stickout, que

acontecem durante a soldagem para reduzir a quantidade de calor na poça de fusão

para acomodar uma montagem deficiente ou uma soldagem fora de posição afetam o

processo. O aumento na extensão do eletrodo resultará numa poça de fusão mais fria

e menos fluida, logo a redução terá o efeito de aumento da corrente, podendo trazer

benefício no controle de penetração.

Durante a soldagem FORTES (2004) menciona que qualquer grande variação

produzirá um depósito de solda inconsistente, podendo reduzir a eficiência da

proteção do gás. O comportamento da distância entre o bico de contato da tocha e a

peça (DBCP) altera a taxa de deposição. Para uma dada velocidade de alimentação

do arame, o aumento da extensão do eletrodo resultará na redução da corrente, e ao

aumentar a velocidade de alimentação de arame para equilibrar a queda da corrente

na fonte, implicará em um significativo aumento da taxa de deposição.

A Figura 10 apresenta o efeito da extensão do eletrodo na taxa de deposição,

juntamente com efeito na alimentação do arame e o efeito na corrente.

Figura 10 – Efeito da extensão do eletrodo na taxa de deposição (FORTES, 2004)

O processo de soldagem com arame tubular utiliza fonte de energia do tipo

Tensão Constante, isso significa que para uma grande variação da corrente, resultará

em uma pequena variação da tensão do arco. Alterações dessa natureza podem

ocorrer quando a altura da pistola varia durante a soldagem ou quando existe alguma

variação no sistema de alimentação do arame, alterando a velocidade de alimentação

e consequentemente a corrente.

A Figura 11 apresenta o comportamento de uma fonte com curva caracteristica

de tensão constante.

Figura 11 – Curva característica de uma fonte tensão constante (AWS HANDBOOK,

1991)

2.3. Soldabilidade doa aços alta resistência baixa liga

Entende-se por soldabilidade produzir juntas soldadas e ou uniões através de

processo de soldagem com boa integridade, ou seja, livre de defeitos e sem tendência

a formação de descontinuidades de soldagem e com propriedades semelhantes as do

material de base ou adequadas as necessidades do projeto, por exemplo, considerar

que toda a região da junta tenha pelo menos a mesma resistência mecânica e a

mesma resistência a corrosão que o material de base.

As propriedades do metal de solda são diretamente relacionadas a escolha do

metal de adição (consumível), o tipo de metal de base, o processo de soldagem e a

especificação do procedimento de soldagem (EPS), enquanto que as propriedades da

zona termicamente afetada (ZTA) são determinadas principalmente pela composição

química, condição de processamento e tratamento térmico do material de base e o

aporte térmico do processo de soldagem. Conforme WEMAN (2003).

2.3.1. Aporte térmico

O aporte térmico, em inglês heat input (HI), está relacionado com a energia

envolvida no processo de soldagem, logicamente com o fluxo de calor promovido pelo

arco elétrico e que é submetido ao metal de base e ao eletrodo. O aporte térmico é

uma das variáveis essências dos procedimentos de soldagem, pois atua no controle

e na garantia da repetitividade do processo qualificado, onde outras variáveis, como

tensão, corrente e velocidade de soldagem, são controladas através do cálculo do

aporte térmico.

O controle do aporte térmico está relacionado diretamente com características

importantes para o processo de soldagem, como a geometria da poça de fusão,

geometria do cordão de solda, velocidade de resfriamento, propriedades do metal de

solda, largura e propriedades da zona termicamente afetada, maior temperatura

atingida na junta, entre outros fatores que são controlados pelo aporte térmico.

A zona fundida, ou seja, a região que é composta pelo metal de adição e a

diluição do metal de base, pode se entender como uma região conhecida e controlada,

pois os fabricantes de consumíveis realizam os testes de cada consumível em várias

condições, por exemplo: com vários aportes térmicos, em várias posições e condições

de soldagem e etc., porém, apesar do fabricante realizar vários testes dos

consumíveis e sugerir a aplicação, o fabricante não conhece a zona termicamente

afetada criada por cada material, em função das suas várias variáveis de fabricação

e tratamento térmico.

Pode se entender que a zona termicamente afetada é a região mais crítica da

junta e possui uma forte dependência do histórico de processamento e fabricação do

material, sendo uma região desconhecida, pois depende de muitos fatores para ser

bem detalhada e definida, podendo ter apenas alguma expectativa. Dessa forma,

podem ser criadas microestruturas indesejáveis e não esperadas, ou seja, com

aportes térmicos elevado para determinado material base, pode existir a tendência do

crescimento de grão e consequentemente, formação de microestrutura com baixas

propriedades mecânicas.

A forma mais simples e prática de se estimar o aporte térmico é considerar que

ele é basicamente a quantidade de energia gerada pela fonte de calor por unidade de

comprimento da junta, conforme (MODENESI, 2003):

Equação 1 𝐻𝐻 = 𝑞𝑞𝐿𝐿

= 𝑞𝑞/𝑡𝑡𝐿𝐿/𝑡𝑡

= 𝑃𝑃𝑣𝑣

= 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑣𝑣

Onde:

q é o calor gerado pela fonte,

L é o comprimento da junta

t é o tempo de soldagem

P é a potência gerada

v é a velocidade de soldagem

H é o aporte térmico

V é a tensão do arco

I é a corrente de soldagem

A Equação 1 representa a forma usual de cálculo de aporte térmico na indústria,

além de estar conforme norma API 1104. Avaliando a Equação 1, observa-se que todo

calor gerado é escoado para a peça, porém isso não ocorre pois existem perdas no

processo, por exemplo perdas por radiação, convecção, aquecimento do gás de

proteção do arco elétrico e outras formas de dissipação do calor. A forma principal que

o calor escoa da região da solda para o metal de base ocorre por condução,

(MODENESI, 2003):

Pode se concluir que somente parte dessa energia é transferida para a peça e

então considera se um fator de rendimento térmico do processo (η), para realização

de cálculos teóricos. (KOU, 1987), define η como sendo a relação entre a energia

efetivamente transferida para a junta e a energia gerada pela fonte de calor.

Pode se destacar que devido as características de cada processo de soldagem

existirá diferentes intensidade de aporte térmico. Além dos parâmetros característicos

de corrente, tensão e velocidade de soldagem cada processo também apresentará

valores diferentes de aproveitamento da energia transferida do arco para a junta (η).

Equação 2 𝐻𝐻 = η 𝑉𝑉𝑉𝑉𝑣𝑣

Segue tabela abaixo com os valores de rendimento térmico dos principais

processos de soldagem (η).

Processo de Soldagem Fator η

Arco Submerso 1,0

Eletrodo Revestido 0,8

FCAW-G, FCAW-S, MCAW 0,8

GMAW (MIG/MAG) 0,8

TIG 0,6

Tabela 4 – Rendimento térmico por processo de Soldagem, conforme DIN EN 1011-

2.

2.3.2. Carbono equivalente

Uma das maneiras de avaliar a soldabilidade de um material é conhecendo sua

composição química, e a partir desta, avaliar os cuidados e precauções que devem

ser observados e aplicados para a soldagem, em função das suas susceptibilidades

a alta temperabilidade ou até mesmo a formação de trincas. Logo, com uma ampla

gama de tipos de ligas para aços, tornou se difícil realizar uma comparação e

avaliação direta e rápida entre os vários tipos de liga, assim a fórmula do carbono

equivalente foi desenvolvida para facilitar esta análise, fornecendo um valor

quantitativo que representa a contribuição da composição química para a junta

soldada.

A fórmula do carbono equivalente é baseada na temperabilidade e esta

apresenta grande relação com o teor de carbono, uma vez que pequenas variações

desse elemento resultam em grande influência nas propriedades mecânicas

encontradas nos materiais de base e nas juntas soldadas, além de influenciar no

aparecimento de defeitos durante a soldagem. (REED-HILL, 1982). Essa formula

representa a contribuição de cada elemento da composição química para a

temperabilidade.

Conforme o diagrama de Granville, que relaciona percentual de carbono com

carbono equivalente, em outras palavras entendesse que o diagrama relaciona,

temperabilidade com a composição química e o efeito dos elementos químicos para

temperabilidade. Esse diagrama mostra as regiões onde existem tendências a

formação de trincas, sendo a região I a condição de fácil soldabilidade e onde é muito

pouco susceptível a formação de trinca, enquanto a região III apresenta condições

que requerem bastante cuidados durante a soldagem devido a alta temperabilidade.

(KURJI et al, 2015).

Figura 12 – Diagrama de Granville apresenta as regiões com tendência a formação

de trincas relacionando percentual em peso de carbono com carbono equivalente

(KURJI et al, 2015)

Além de ser usada para temperabilidade, a formula do carbono equivalente foi

sendo estudada e se desenvolveu em outras áreas, e passou ser considerada para

representar a contribuição da composição química para susceptibilidade a trinca de

hidrogênio. Também se tornou referência para outras propriedades relacionadas a

dureza, como tenacidade e resistência do material. (TWI, site)

A Norma API 5L assume duas formulas para cálculo do carbono equivalente,

uma para aços com teor de carbono maior que 0,12% (C > 0,12%) e outra para aços

com teor de carbono igual ou menor que 0,12% (C ≤ 0,12%). A formula desenvolvida

pelo IIW em 1967 (International Institute of Welding) que é amplamente aplicada e

considerada como uma referência de soldabilidade dos aços com C > 0,12%.

Equação 3 CEIIW = C + Mn/6 + (Cu+Ni)/15 + (Cr+Mo+V)/5

A formula do carbono equivalente do IIW, apresentou se pouco adequada após

algumas considerações de Ito e Bessyo em 1968, que desenvolveram a formula Pcm.

Essa formula eles chamavam de parâmetro de tricamento de solda, como uma forma

de prever a susceptibilidade ao tricamento a frio, ou trinca por hidrogênio, tendo como

referência o valor de 0,35, ou seja, quanto menor o valor do Pcm em relação a 0,35,

trinca não será uma preocupação, pois será muito pouco provável sua ocorrência.

Equação 4 Pcm = C + Si/30 + (Mn+Cu+Cr)/20 + Ni/60 + Mo/15 + V/10 +5B

A formula do Pcm se apresentou eficiente para cálculo do carbono equivalente

em aços alta resistência baixa liga, incluindo os aços conforme norma API 5L, com

quantidade de carbono menor ou igual que 0,12% (C ≤ 0,12%).

3. Materiais e Métodos

Neste capitulo será apresentado inicialmente os materiais empregados neste

trabalho e a especificação do procedimento de soldagem. A metodologia aplicada, a

sequência das atividades e os ensaios mecânicos adotados com critérios de aceitação

com referência a norma API 1104. As juntas circunferenciais nas posições 2G e 5G

ascendente foram realizadas com variação do aporte térmico, baixo aporte e alto

aporte térmico, com processo TIG manual na raiz e passe quente e processo

semiautomático arame tubular com proteção gasosa (FCAW – G) no enchimento e

acabamento.

3.1. Materiais

3.1.1. Material de base

Neste trabalho foi utilizado tubo destinado a indústria do óleo e gás, com grande

aplicação em equipamentos submarinos como árvore de natal, manifolds, PLEM,

PLET, Jumpers e em linhas como flowlines e risers, além de ser também aplicado

como material estrutural em algumas fabricações. Fabricado sem costura (seamless)

em aço alta resistência baixa liga conforme norma API 5L e classificado com o grau

API X65Q PSL 2, ou seja, este tubo tem limite de escoamento mínimo especificado

(SMYS) de 65 Ksi, ou 450 Mpa, sendo a condição de fornecimento temperado e

revenido e sua composição química e propriedade mecânica devem estar dentro da

faixa especificada para este grau de material conforme a norma API 5L.

O tubo utilizado neste trabalho possui diâmetro nominal de 219 mm e

espessura nominal de parede de 19,10 mm. O tubo foi cortado transversalmente com

processo de corte a frio, utilizando uma serra, em pedaços de 300 mm chamados de

anéis. Esses anéis representam cada lado da junta soldada.

Segue abaixo Tabela 5 com a composição química do tubo material de base.

Tabela 5 – Composição química do tubo API 5L X65Q PSL2

Considerando a composição química do tubo API 5L X65Q PSL 2 apresentada

na Tabela 5, e com o uso das fórmulas para o cálculo do carbono equivalente CEIIW e

do Pcm, chega se aos seguintes valores: Pcm = 0,16 e CEIIW = 0,36.

Segue abaixo Tabela 6 com as propriedades mecânicas encontradas no ensaio

de tração no tubo API X65Q PSL 2, ou seja, no material de base. Onde L indica ensaio

de tração na direção longitudinal do tubo e T indica ensaio de tração na direção

transversal do tubo.

Tabela 6 – Resultado dos ensaios de tração do material de base

3.1.2. Consumíveis de soldagem

A escolha dos consumíveis de soldagem para esse trabalho foi baseada nas

seguintes questões:

• Garantir tenacidade através de ensaio de impacto charpy com entalhe

em V em baixa temperatura;

Elementos Químicos C Mn P S Si Ni Cr Mo Cu Ti V

Concentração em Peso ( % ) 0,06 1,46 0,013 0,002 0,15 0,08 0,12 0,06 0,08 0,006 0,06

Composição química do aço API 5L Grau X65Q PSL 2

Aço / Grau Direção do ensaio

LE(MPa)

LR(MPa)

Al(%) LE/LR

L 539 607 48 0,89L 518 596 48.8 0,87L 531 602 50.4 0,88T 540 626 41 0,86T 542 613 35 0,88T 558 641 41 0,87

X65Q PSL 2

Resultado Ensaio de Tração

• Utilizar consumíveis que apresentam ampla gama de aplicação e

utilização no campo e na indústria;

• Garantir que as juntas criadas sobreponham as propriedades mecânicas

do ensaio de tração do metal de base (overmatch).

Para o passe de raiz, ou em inglês root pass, com processo TIG, foi selecionado

um consumível conforme classificação AWS A 5.28 – ER80S-Ni1 com comprimento

de 1000 mm e diâmetro de 2,4 mm. Esse consumível é uma vareta sólida com 80 ksi,

ou 550 Mpa, de limite de resistência mínimo e com Ni na faixa de 0,80 a 1,10 em peso

(%), que lhe confere bom desempenho no ensaio de impacto charpy em baixas

temperaturas.

É importante ressaltar que é possível realizar o passe de raiz com consumível

de propriedade mecânica, limite de resistência, inferior ao material de base sem

comprometer a propriedade mecânica da junta, pois o passe de raiz aumenta um

pouco sua propriedade mecânica por efeito da diluição com o material de base e

lembrando que se for utilizado processo que necessite esmerilhar após soldagem para

garantir a remoção da escória, como por exemplo eletrodo revestido celulósico,

existirá uma redução do passe de raiz e sendo assim sua contribuição em uma junta

com 25 mm de espessura será bem pequena. Uma vantagem de utilizar consumível

de soldagem com propriedade mecânica inferior a propriedade mecânica do metal de

base para o passe de raiz, é que este consumível permitirá deformar-se mais

facilmente, absorvendo uma boa parte das tensões residuais geradas no passe de

raiz e dessa forma sendo menos susceptível a formação de trincas.

A Tabela 7 apresenta a composição química dos consumíveis de soldagem

utilizados para rsoldagem das juntas.

Tabela 7 – Composição química dos consumíveis de soldagem

Consumível C Mn Si P S Cr Ni Mo Ca VE81T1-Ni1 0,05 1,23 0,34 0,011 0,008 0,05 0,88 0,01 0,04 0,02ER80S-Ni1 0,08 1,08 0,88 0,007 0,01 0,08 0,82 0,09

Para o passe quente com processo TIG, foi selecionado um consumível

conforme classificação AWS A 5.28 ER80S-Ni1, com comprimento de 1000 mm e

diâmetro de 2,4 mm. Esse consumível é uma vareta sólida com 80 ksi, ou 550 Mpa,

de limite de resistência mínimo.

O passe quente, promove o revenimento do passe de raiz, diminui o efeito das

contrações e dilatação térmica, responsáveis por trincas e tensões residuais no metal

de solda e nas regiões fronteiriças, como a zona termicamente afetada. O calor

adicional gerado nesse passe ainda pode ajudar na remoção do hidrogênio do passe

de raiz (PALMER,2008).

Para os passes de enchimento e acabamento com processo arame tubular

(FCAW), o consumível selecionado é classificado conforme AWS A 5.29 E81T1-Ni1

com diâmetro de 1,2mm, com fluxo interno não metálico e do tipo rutílico. Esse

consumível apresenta características de soldar em todas as posições, boa tenacidade

no ensaio de impacto charpy com entalhe em V em baixas temperaturas. Essa

classificação de eletrodo é indicada para soldar aços alta resistência baixa liga com

proteção gasosa.

Para o processo TIG, utilizado no passe de raiz e no passe quente, o gás de

proteção utilizado foi o Argônio com 99,997% de pureza.

Para o enchimento e acabamento com processo arame tubular, foi utilizado

uma mistura de 80% Argônio e 20% CO2. A utilização de misturas de gases no

processo arame tubular com proteção gasosa (FCAW-G) pode combinar as vantagens

separadas dos gases envolvidos. Conforme Bracarense 2005, o aumento do gás

inerte, o argônio, aumenta a eficiência de transferência dos desoxidantes que estão

no fluxo do arame tubular e a penetração é reduzida. Veja Figura 13 a seguir.

Figura 13 – Efeito do gás de proteção no perfil da solda (BRACARENSE, 2005)

3.2. Métodos

Para realização de uma solda com segurança e responsabilidade, deve se

realizar um procedimento de soldagem, que consiste em um documento onde os

parâmetros e condições operacionais são detalhados, com intuito de apresentar

valores que possam ser controlados todas as vezes que o procedimento for utilizado

e assim garantir a repetitividade do processo, assumindo que o atendimento dos

limites dos parâmetros do procedimento confere a mesma qualidade sempre que

reproduzidos.

Esses parâmetros que mantidos dentro de uma faixa ou que afetam e alteram

o produto chamasse variável essencial. De modo geral, as normas de soldagem

apresentam variáveis essenciais e requisitos de qualidade semelhantes e adequado

para cada tipo de aplicação. Uma das variáveis essenciais para procedimento de

soldagem para tubulação é o aporte térmico. A norma API 1104 considera que uma

variação acima de ± 10% do aporte térmico qualificado para cada passe requer uma

requalificação do processo, dessa forma uma junta soldada com algum passe com o

aporte térmico além de ± 10% deve ser rejeitada.

Dessa forma, busca se realizar juntas soldadas com variação do aporte térmico

além da tolerância referenciada na API 1104 de forma a ter juntas com aporte térmico

baixo e outras com aporte térmico alto, de modo que seja avaliado através dos ensaios

de qualificação de procedimento de solda conforme norma API 1104.

A sequência das atividades realizadas nesse trabalho está apresentada em um

fluxograma a´resentado na Figura 14, para facilitar o entendimento e visualização das

etapas.

Figura 14 – Fluxograma com as etapas do trabalho

Para facilitar o entendimento dos resultados, as amostras serão identificadas

da seguinte forma: posição de soldagem (2G ou 5G), informação do aporte térmico

(AAT para alto aporte térmico e BAT para baixo aporte térmico) e a localização de

retirada da amostra na circunferência em forma de grau, sendo 0° a posição 12 horas

e 180° a posição 6 horas. Segue exemplo: 2G-BAT-180°.

3.2.1. Parâmetros experimentais

Após o corte do tubo O chanfro adotado para a realização da solda

circunferencial foi em V com ângulo de bisel de 30° com tolerância de + 2,5° / - 2,5°

conforme FORTES (2004) orienta, face de raiz com 1,00 mm ± 1,0 mm e abertura de

raiz de 3,00 mm até 5,00 mm. O desalinhamento máximo do diâmetro interno e

externo permitido pela norma API 1104 é de 1,5mm. As juntas foram soldadas por

dois soldadores, cada um soldou a metade do corpo de prova.

Para a realização das juntas foi considerado temperatura de preaquecimento

de 100°C e temperatura máxima de interpasse de 250°C, porém a temperatura

interpasse ficou em média na faixa de 120°C e 160°C. A Tabela 8 apresenta os

parâmetros da especificação de procedimento de soldagem EPS, utilizado para

realização das juntas soldadas.

Tabela 8 – Especificação do Procedimento de Soldagem (EPS)

Condições

Procedimento de soldagem

TIG FCAW TIG FCAW

Raiz (R) e

Passe

Quente (P)

Enchimento

(E) e

Acabamento

(A)

Raiz (R) e

Passe

Quente (P)

Enchimento

(E) e

Acabamento

(A)

Met

al

d Diâmetro

Nominal 219 mm

Espessura

Nominal 19,1 mm

Tipo e Ângulo de

chanfro V - 60°

Metal de Base 1 X-65Q PSL2

Metal de Base 2 X-65Q PSL2

Con

sum

ível

Especificação

AWS A5.28 A5.29 A5.28 A5.29

Classificação

AWS ER80S-Ni1 E81T1-Ni1 ER80S-Ni1 E81T1-Ni1

Diâmetro

Nominal 2,4 mm 1,2 mm 2,4 mm 1,2 mm

Par

âmet

ro d

e so

ldag

em

Corrente/Polarid

ade CC - CC + CC - CC +

Corrente (A) R: 93 - 147

P: 157 - 259

E: 154 -235

A: 156 - 219

R: 95 - 151

P: 176 - 246

E: 145 - 221

A: 149 - 210

Tensão (V) R: 7,4 - 12,8

P: 8,4 - 13,8

E: 22 - 30

A: 21 - 30

R: 7,7 - 11,6

P: 8,7 - 12,5

E: 22 - 29

A: 22 - 28

Velocidade de

soldagem

(mm/s)

R: 0,8 - 1,9

P: 1,5 - 3,6

E: 2,3 - 4,8

A: 3,2 - 9,4

R: 0,7 - 2,3

P: 1,0 - 3,8

E: 1,8 - 7,3

A: 2,5 - 6,4

Aporte Térmico

(kJ/mm)

R: 0,6 - 1,6

P: 0,7 - 1,8

E: 0,69 - 2,2

A: 0,5 - 1,3

R: 0,52 -

1,71

P: 0,61 -

2,01

E: 0,67 - 2,59

A: 0,77 - 1,57

Gás de Proteção Argônio

99,99%

Ar/CO2

(80%/20%)

Argônio

99,99%

Ar/CO2

(80%/20%)

Vazão do gás

(l/min) 15 20 15 20

Técn

ica

Posição e

Progressão de

soldagem

2G - Horizontal 5G - Vertical ascendente

Nº de soldadores 2

Tipo de

acoplamento Ponteamento

Método de

limpeza Escovamento, Esmerilhamento e disco Flap

Temperatura de

preaquecimento 100°C

Temperatura

interpasse (máx) 250°C

Durante a soldagem de cada corpo de prova foi realizado acompanhamento de

soldagem registrando os parâmetros, para atendimento a especificação de

procedimento de soldagem (EPS) na Tabela 8 e orientar os soldadores para

realização da solda com a variação adequada do aporte térmico. Seguem as Tabela

9 até Tabela 12 com os parâmetros registrados durante a soldagem dos corpos de

prova.

Tabela 9 – Registro de Soldagem – Baixo Aporte Térmico 5G (BAT-5G)

Número

Passe Soldador 1 Soldador 2 Soldador 1 Soldador 2 Soldador 1 Soldador 2 Soldador 1 Soldador 21 100 120 124 9,8 9 1,8 2,1 0,65 0,54 0,595

2 110 210 214 10 9,7 3,3 3 0,64 0,69 0,665

3 110 168 170 25 25 3,8 4,6 1,12 0,93 1,0254 110 174 172 25 25 5 4,9 0,88 0,9 0,895 120 173 180 25 25 4,5 4,8 0,97 0,96 0,9656 120 180 188 25 25 4,7 4,9 0,96 0,99 0,9757 130 180 182 25 25 4,7 4,8 0,97 0,97 0,978 115 184 187 25 26 5,3 4,9 0,88 1 0,949 130 183 187 25 26 5 5,5 0,93 0,89 0,9110 130 180 189 25 26 5,1 5,9 0,91 0,84 0,87511 120 181 192 25 25 5,4 5,1 0,86 0,95 0,90512 135 183 190 25 25 4,9 4,7 0,95 1,04 0,99513 160 180 188 25 25 5,1 5,4 0,89 0,9 0,89514 160 179 186 25 25 4,3 4,9 1,06 0,96 1,0115 160 182 187 25 25 5,3 5 0,87 0,95 0,9116 165 180 190 25 25 5,5 5,2 0,83 0,93 0,8817 170 178 191 25 25 5 5,1 0,91 0,96 0,93518 170 181 189 25 25 4,7 5,1 0,99 1 0,995

0,9075 0,8354167

AT médio por grupo(kJ/mm)

0,63

0,94625

0,93

PreAquecimen

to

Interpasse

AT médio(kJ/mm)

AT médio da junta

Corrente Tensão Velocidade(mm/s)

Aporte térmico(kJ/mm)

Tabela 10 – Registro de Soldagem – Alto Aporte Térmico 5G (AAT-5G)

Tabela 11 – Registro de Soldagem – Baixo Aporte Térmico 2G (BAT-2G)

Número

Passe Soldador 1 Soldador 2 Soldador 1 Soldador 2 Soldador 1Soldador 2 Soldador 1 Soldador 2Raiz 1 100 105 132 9,6 10 0,8 0,9 1,26 1,48 1,37

Passe quente

2 110 211 224 10,4 11,4 1,3 1,8 1,69 1,44 1,565

3 150 175 174 25 26 2,3 2,7 1,95 1,65 1,84 180 184 184 25 26 2,7 3,8 1,72 1,29 1,5055 200 181 195 25 26 2,2 3,4 2,07 1,49 1,786 220 175 196 25 26 2,7 2,9 1,61 1,74 1,6757 250 172 200 25 26 2,4 3 1,82 1,69 1,7558 245 174 200 25 26 2,3 3,2 1,88 1,6 1,749 248 170 201 25 26 2,2 3,3 1,93 1,54 1,735

10 225 169 188 25 26 3,1 3,1 1,38 1,57 1,47511 235 168 187 25 26 2,7 3,2 1,54 1,51 1,52512 215 167 187 25 26 3,5 3,5 1,2 1,39 1,295

1,601667 1,5373413


Acabamento (cap)

Enchimento

Tipo

1,4675

1,7128571

1,4316667

Interpasse

PreAquecimen

to

AT médio(kJ/mm)

AT médio da junta



Número

Passe Soldador 1Soldador 2Soldador 1 Soldador 2 Soldador 1Soldador 2 Soldador 1Soldador 2Raiz 1 100 110 113 11,5 8,7 1,5 1,5 0,85 0,66 0,755

Passe quente

2 120 174 214 11,4 9,4 2,6 2,7 0,76 0,75 0,755

3 100 189 177 26 26 4,1 3,5 1,19 1,32 1,2554 130 190 186 26 26 4,2 5 1,17 0,98 1,0755 150 192 184 26 26 2,9 3,7 1,7 1,32 1,516 160 192 184 26 26 4,1 6,1 1,21 0,8 1,0057 180 182 181 26 26 4,2 5,8 1,14 0,82 0,988 170 192 181 26 26 3,7 4,5 1,34 1,06 1,29 210 201 181 26 26 6,1 4,9 0,86 0,98 0,9210 190 192 177 26 26 4,5 4,9 1,12 0,95 1,03511 180 197 179 26 26 3,6 4,4 1,41 1,08 1,24512 180 188 171 24 26 6,6 5,6 0,69 0,81 0,7513 180 189 175 24 26 5,2 5,5 0,88 0,84 0,8614 150 193 173 24 26 6,1 5,4 0,77 0,84 0,80515 150 193 174 25 26 5,9 5,7 0,81 0,81 0,8116 150 191 175 25 26 7 6 0,67 0,76 0,71517 150 193 176 25 26 7,6 6,8 0,62 0,68 0,65

0,960294 0,8735


Tipo

Acabamento (cap)

Enchimento

0,755

1,0975

0,768

AT médio(kJ/mm)

Interpasse

PreAquecimento

AT médio da junta



Tabela 12 – Registro de Soldagem – Alto Aporte Térmico 2G (AAT-2G)

3.2.2. Ensaios mecânicos

Foram realizados ensaios mecânicos considerando a norma API 1104 como

referência para critérios de aceitação dos ensaios e posicionamento dos corpos de

prova. Desta forma foram realizados ensaios de tração transversal a solda, tração do

metal de solda (tração longitudinal a solda), ensaios de impacto charpy com entalhe

em V em temperatura de - 20°C e ensaios de dureza HV10.

Segue Figura 15 e Tabela 13 com a localização de retirada dos ensaios nas

juntas soldadas.

Número

Passe Soldador 1 Soldador 2 Soldador 1 Soldador 2 Soldador 1 Soldador 2 Soldador 1 Soldador 2Raiz 1 100 111 127 11,6 9,7 0,9 1,4 1,48 0,88 1,18

Passe quente

2 110 230 219 12,4 12,5 1,6 2,6 1,76 1,04 1,4

3 120 197 183 26 27 3,1 3,5 1,64 1,4 1,524 130 209 185 26 27 3,7 3,3 1,47 1,5 1,4855 150 209 190 26 27 2,6 2,9 2,13 1,72 1,9256 170 214 185 26 27 3,7 4,2 1,5 1,19 1,3457 170 203 181 26 27 3,5 3,3 1,51 1,47 1,498 250 202 173 26 27 3,2 4 1,63 1,18 1,4059 220 199 177 25 27 4,5 4,1 1,14 1,17 1,155

10 190 197 173 25 26 4 4,6 1,23 0,98 1,10511 180 193 173 25 26 3,9 3,6 1,23 1,24 1,23512 170 190 173 24 26 5,5 4,7 0,85 0,95 0,913 140 196 175 25 26 7,5 6 0,65 0,75 0,7

1,295769 1,2791111


Tipo

Acabamento (cap)

Enchimento

1,29

1,019

1,5283333

AT médio(kJ/mm)

Interpasse

PreAquecimento

AT médio da junta



Figura 15 – Localização de retirada dos corpos de prova

Tabela 13 – Relação da posição da numeração com o tipo de ensaio

Numeração Tipo de Ensaio

1 Ensaio de dureza HV10 na seção

transversal da solda

2 Ensaio de tração transversal da solda

3 Ensaio de Impacto Charpy

4 Ensaio de tração do metal de solda

3.2.2.1. Ensaio de tração

A Figura 16 apresenta as dimensões do corpo de prova do ensaio de tração

transversal a solda. O ensaio foi realizado conforme norma ASTM A370.

O critério de aprovação desse ensaio segue abaixo:

• O limite de resistência (LR) da junta soldada incluindo a zona de fusão

deverá ser maior ou igual ao limite de resistência mínimo especificado

do material de base, porém não precisa ser maior ou igual ao limite de

resistência real do material de base. Se a amostra romper fora da solda

e da linha de fusão e apresentar limite de resistência atendendo o

solicitado, a junta será aceita. O limite de resistência mínimo

especificado para o tubo é 535 Mpa.

Figura 16 – Dimensão do corpo de prova para ensaio de tração transversal (API

1104)

3.2.2.2. Ensaio de tração no metal de solda

Foi realizado ensaio de tração no metal de solda, em inglês all weld metal

tensile test, que significa remover um corpo de prova de dentro do chanfro da junta

soldada, na direção longitudinal em relação a solda conforme Figura 18. Esse ensaio

avalia a propriedade mecânica em tração somente do metal de solda, com muito

pouca ou nenhuma interferência da diluição do metal de base. O critério de aceitação

desse ensaio é 450Mpa de limite de escoamento mínimo. O ensaio foi realizado

conforme norma ASTM A370.

A Figura 17 apresenta as dimensões do corpo de prova adotado no ensaio de

tração no metal de solda (all weld metal).

Figura 17 – Dimensões do corpo de prova do ensaio de tração all weld metal (ASTM

A370)

Figura 18 – Corte na seção transversal da solda com corpo de prova do ensaio de

tração all weld metal

3.2.2.3. Ensaio de dureza

O ensaio de dureza foi realizado conforme método Vickers com carga de 10Kg

com um penetrador piramidal de diamante com ângulo de 136°. O ensaio foi realizado

conforme ASTM E384.

Foram considerados 3 eixos transversais a junta soldada, de modo que um eixo

está localizado no meio da espessura do tubo e os outros dois estão nas extremidades

da junta, um passando pela raiz da junta e outro passando próximo a face da solda

conforme Figura 19.

O critério de aceitação para esse ensaio está relacionado com a exposição e

aplicação da junta soldada. A dureza máxima aceita para meios não ácidos (non sour

service) segue abaixo:

• 270 HV10 máximo para a região da raiz da junta soldada e todas as

impressões do eixo que passa pela raiz da solda.

• 300 HV10 máximo para a região da face da solda e todas impressões

do eixo que passe pela face da solda.

Figura 19 – Localização das impressões no ensaio de dureza HV10

3.2.2.4. Ensaio de impacto charpy

O ensaio de impacto charpy com entalhe em V foi realizado na temperatura de

-20°C e com corpos de prova de tamanho padrão (10 X 10 X 55 mm), conforme norma

ASTM A370.

Os locais e o posicionamento dos corpos de prova, foram conforme API 1104.

Segue abaixo Figura 20 e Figura 21 que apresentam o posicionamento do entalhe no

metal de solda e na zona termicamente afetada, respectivamente.

O critério de aceitação é 45 Joules de energia média absorvida, e 34 Joules de

energia mínima absorvida individualmente, que corresponde a 75% do valor mínimo

da média.

Figura 20 – Posição de retirada de corpo de prova para ensaio de impacto charpy no

metal de solda (API 1104).

Figura 21 – Posição de retirada de corpo de prova para ensaio de impacto charpy na

zona termicamente afetada. (API 1104)

4. RESULTADOS E DISCUSSÕES

4.1. Soldagem dos corpos de prova

Avaliando os registros de soldagem nas tabelas seguintes: Tabela 9, Tabela 10,

Tabela 11 e Tabela 12, observa-se a grande variação do aporte térmico, além da

quantidade de passe necessários para finalizar cada junta soldada.

A seguir será apresentado a Figura 22 e Figura 23 com a variação média por

agrupamento de passes de solda na posição 2G e 5G, respectivamente. Esse

agrupamento se dá por tipo e semelhança de processo, parâmetros e parte da junta.

O agrupamento fico assim: passe de raiz e passe quente juntos pois são realizados

com o processo de soldagem TIG. Os demais agrupamentos foram: passes de

enchimento e acabamento. Por essas figuras observa se que a variação entre as

juntas com baixo aporte térmico e alto aporte térmico ficou muito superior a ± 10%, e

assim sendo um bom exemplo para a avaliação.

Figura 22 – Variação média do aporte térmico por agrupamento de passes na posição

2G

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

Raiz e Passe quente Enchimento Acabamento

Aporte Térmico médio - 2G

AT médio por grupo(kJ/mm) 2G BAT

AT médio por grupo(kJ/mm) 2G AAT

Figura 23 – Variação média do aporte térmico por agrupamento de passes na posição

5G

As juntas com baixo aporte térmico soldadas na posição 2G necessitaram de 17

passes para encher toda a junta, enquanto que as juntas soldadas com alto aporte

térmico foram necessários 13 passes, isso desmonstra alteração no perfil e

dimensional do cordão de solda devido a mudança de velocidade e consequentimente

aporte térmico.

O mesmo comportamento de mudança no perfil e dimensional do cordão de solda

devida a mudança de velocidade e consequentimente aporte térmico, ocorreu no

corpo de prova soldado na posição 5G, onde as juntas soldadas com baixo aporte

térmico necessitaram de 18 passes para encher toda a junta, enquanto que as juntas

soldadas com alto aporte térmico foram necessários 12 passes.

Outra variação a ser considerada é a variação de aporte térmico existente entre

os soldadores Figura 24, até Figura 27 que em alguns passes apresentam variações

bem maiores que 10% e além disto observa-se que o as juntas realizadas com baixo

aporte térmico apresentam menores variações entre os soldadores e as mesmas

tendências do gráfico.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

Raiz e Passe quente Enchimento Acabamento

Aporte Térmico médio - 5G

AT médio por grupo(kJ/mm) 5G BAT

AT médio por grupo(kJ/mm) 5G AAT

Figura 24 – Comparação do aporte térmico entre soldadores por passe na condição

BAT – 2G

Figura 25 – Comparação do aporte térmico entre soldadores por passe na condição

BAT – 5G

0

0,5

1

1,5

2

2,5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17

Variação de aporte térmico -BAT - 2G

Aporte térmico(kJ/mm) Soldador 1


0

0,5

1

1,5

2

2,5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18

Variação de aporte térmico -BAT - 5G



Figura 26– Comparação do aporte térmico entre soldadores por passe na condição

AAT – 2G

Figura 27– Comparação do aporte térmico entre soldadores por passe na condição

AAT – 5G

Quando observa-se os gráficos de aporte térmico entre os soldadores das juntas

soldadas com alto aporte térmico, existem mudanças de tendências e pouca

0

0,5

1

1,5

2

2,5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13

Variação de aporte térmico -AAT - 2G



0

0,5

1

1,5

2

2,5

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Variação de aporte térmico -AAT - 5G



sobreposição de aporte térmico, dando a entender que existe uma maior dificuldade

de manterem à similaridade.

4.2. Ensaios de tração transversal

Analisando os resultados obtidos, observa-se que todos os resultados foram

superiores ao mínimo requerido pela norma API 1104 para o aço API 5L X65 que é

de 535 Mpa.

Observa-se que os resultados com baixo aporte termico apresentam valores

médios ligeiramente menores que os resultados apresentados com alto aporte

térmico. A condição que apresentou a melhor média foi na posição 5G com alto aporte

térmico, seguido pela 2G com alto aporte térmico e dessa forma revelando que o uso

de maior aporte está revelando maior valores para o ensaio de tração transversal.

Além disso a mudança de posição de 50° e 225° não apresentou variação significativa

no resultado de ensaio de tração transversal.

Tabela 14 – Resultado do ensaio de tração transversal

Amostra Local

de retirada

Limite de Resistencia (Mpa) Local da

Ruptura Requerido Encontrado

5G-BAT 50°

535

586

Metal de base API 5L X65

5G-BAT 225° 591 5G-AAT 50° 583 5G-AAT 225° 612 2G-BAT 50° 594 2G-BAT 225° 588 2G-AAT 50° 598 2G-AAT 225° 595

4.3. Ensaio de tração na solda

Os ensaios de tração realizados no metal de solda apresentaram resultados

aprovados considerando que apresentaram resultados acima do metal de base, tanto

para valores de limite de escoamento, quanto para valores de limite de resistência.

Observa-se que as juntas de baixo aporte térmico apresentaram limite de

escoamento maior que as juntas comalto aporte térmico. A posição 5G apresenta

maior variação quando comparamos os valores deste ensaio de tração entre alto

aporte e baixo aporte térmico.

Svoboda (2004) realizou ensaios de tração com aporte térmico de 1,9 kJ/mm

na posição vertical ascendente na mesma classificação de metal de solda, e obteve

os seguintes valores: 507Mpa e 598Mpa, para limite de escoamento e resistência,

respectivamente. Encontra se uma similaridade de resultados, pois nesse trabalho

com aporte térmico de 1,7 kJ/mm, foi encontrado, 513Mpa e 605Mpa, para limite de

escoamento e limite de resistência, respectivamente

Svoboda (2004) também identificou que as propriedades de ensaio de tração

são maiores quando realizado soldagem com valores de aporte termico menores.

Tabela 15 – Resultado do ensaio de tração na solda (all weld metal)

Amostra Local de Retirada

Limite de Escoamento

(Mpa)

Limite de Resistência

(Mpa) Al (%) RA (%)

5G-BAT

280°

581 643 23 37,6 5G-AAT 513 605 41 63,5 2G-BAT 510 589 27 76,2 2G-AAT 494 572 35 78,7

Figura 28 – Resultado do ensaio de tração no metal de solda

4.4. Ensaio de Impacto charpy

Todas as amostras apresentaram propriedades aceitáveis no ensaio de

impacto charpy, no metal de solda e na zona termicamente afetada. Os valores

encontrados ficaram todos acima do minimo especificado de 34 Joules individual e 45

Joules para média dos 3 corpos de prova.

A posição 2G apresentou valores individuais e valores das médias um pouco

acima que a os valores obtidos na posição 5G. Além disso a posição 2G apresentou

menor variação na zona termicamente afetada quando comparado a junta soldada

com alto aporte térmico e a junta soldada com baixo aporte térmico.

Tabela 16 – Resultado do ensaio de charpy

Amostra Local de Retirada

Temperatura (°C)

Energia Absorvida (Joules) CP1 CP2 CP3 Média

5G - BAT MS 90°

- 20°C

124 147 144 138 5G - BAT ZTA 260° 287 288 172 249 5G - AAT MS 90° 135 119 144 133 5G - AAT ZTA 260° 287 288 288 288 2G - BAT MS 90° 155 148 134 146 2G - BAT ZTA 260° 288 288 288 288 2G - AAT MS 90° 179 144 154 159 2G - AAT ZTA 260° 287 288 280 285

581

513 510494

643

605589

572

450470490510530550570590610630650

5G-BAT 5G-AAT 2G-BAT 2G-AAT

Ensaio de tração no metal de solda

Limite de Escoamento (Mpa) Limite de Resistência (Mpa)

4.5. Ensaio de dureza

O ensaio de dureza apresentou todos os pontos dentro do requisito para meios

não ácido e também atendeu o critério de 250 HV10 no eixo interno (raiz) para meios

ácidos, exceto na amostra 5G BAT 0°, onde apresentou 254 HV10.

As Figura 29 até Figura 36 a seguir, representam o perfil de dureza e comparam

a dureza nas diferentes regiões das juntas soldadas em todas as condições testadas

nesse trabalho. As figuras apresentaram de modo geral simetria com um

comportamento em formato de W, ou seja, a zona termicamente afetada com a dureza

um pouco inferior quando comparada com o metal de solda e o metal de base.

Outro comportamento que ficou evidenciado foi que o perfil de dureza da região

localizada no meio da espessura apresentou valores de dureza inferiores a duas

outras regiões: linha superior e linha inferior. Foi observado que a linha superior

apresentou pouco comportamento em formato de W, deixando esse perfil mais

concentrado para as linhas inferior e meio da espessura. Os maiores valores de

dureza estão dispostos na linha inferior, onde tambem existe a maior variação de

dureza entre metal de solda e zona termicamente afetada.

A junta soldada na condição 5G apresentou médias de dureza ligeiramente

maiores que a condição soldada na 2G, e a condição 5G com baixo aporte termico a

180°(sobre cabeça) apresentou maiores médias gerais de dureza.

Tabela 17 – Mapeamento de dureza da amostra 2G BAT 0°

Eixoexterno 197 193 198 189 192 215 209 210 211 196 188 185 203 207

222 209meio da

espessura 198 207 177 182 194 196 201 174 163 162 208 203

186 181interno 235 228 183 204 229 193 191 175 231 217

MB

202

228 214

MB ZTA MS ZTA

Figura 29 – Dureza HV10 média de cada região da junta (2G BAT 0°)



150160170180190200210220230240250

MB ZTA MS ZTA MB

2G BAT - 0°(posição plana)

linha superior(cap) meio da espessura linha inferior(raiz)

Eixoexterno 202 206 215 232 236 213 204 224 230 196 183 186 206 214

216 174meio da

espessura 199 203 198 199 211 198 195 183 173 173 203 206

209 181interno 208 211 182 195 199 196 193 190 241 236

MB

205

217 223

MB ZTA MS ZTA

150160170180190200210220230240250

MB ZTA MS ZTA MB

2G BAT - 180°(posição sobre cabeça)


Tabela 19 – Mapeamento de dureza da amostra 2G AAT 0°

Figura 31 – Dureza HV10 média de cada região da junta (2G AAT 0°)


Eixoexterno 187 181 183 175 196 189 220 208 202 183 162 173 202 204

192 181meio da

espessura 200 203 175 190 194 198 190 174 165 157 192 208

195 166interno 220 209 161 165 175 163 163 154 198 208

MB ZTA MS ZTA MB

209

168 168

150160170180190200210220230240250

MB ZTA MS ZTA MB

2G AAT - 0°(posição plana)


Eixoexterno 190 192 207 205 218 201 214 207 202 199 197 186 204 195

201 194meio da

espessura 201 199 164 182 186 188 193 181 175 179 209 209

205 187interno 219 233 190 191 199 196 190 180 224 234

MBMB ZTA MS ZTA

185

240 238




150160170180190200210220230240250

MB ZTA MS ZTA MB

2G AAT - 180°(posição sobre cabeça)


Eixoexterno 210 206 217 223 214 227 212 214 212 220 200 198 210 211

175 215meio da

espessura 204 203 170 175 186 220 210 205 194 183 209 218

192 205interno 213 219 193 200 202 213 215 225 245 231

MB ZTA MS ZTA MB

216

245 254

150160170180190200210220230240250

MB ZTA MS ZTA MB

5G BAT - 0°(posição plana)





Eixoexterno 218 209 227 219 209 229 223 230 224 226 227 222 209 224

204 207meio da

espessura 215 215 208 200 195 219 232 213 199 197 220 224

216 208interno 249 245 239 222 212 197 187 187 242 245

MBMB ZTA MS ZTA

232

248 246

150160170180190200210220230240250

MB ZTA MS ZTA MB

5G BAT - 180°(posição sobre cabeça)


Eixoexterno 179 187 185 174 176 182 170 180 182 180 192 187 199 204

177 188meio da

espessura 202 200 187 206 215 209 209 186 178 168 204 208

195 219interno 232 237 171 186 197 187 188 181 219 219

MB ZTA MS ZTA MB

203

219 212




150

160

170

180

190

200

210

220

230

240

MB ZTA MS ZTA MB

5G AAT - 0°(posição plana)


Eixoexterno 210 207 212 219 225 225 206 228 225 209 205 196 197 211

200 186meio da

espessura 201 200 206 194 190 188 185 170 162 163 207 199

178 192interno 235 228 206 201 197 185 168 171 234 235

MBMB ZTA MS ZTA

198

240 236

150160170180190200210220230240250

MB ZTA MS ZTA MB

5G AAT - 180°(posição sobre cabeça)


5. CONCLUSÃO

O foco deste trabalho foi avaliar os impactos do aporte térmico nas

propriedades mecânicas do aço API 5L X65Q, soldado com TIG e arame tubular com

proteção gasosa. De acordo com os resultados e discussões dessa dissertação,

chega se em algumas conclusões:

A posição 5G BAT (baixo aporte térmico) apresentou maior média de

dureza e também maior propriedade no ensaio de tração dp metal de

solda.

A posição 5G AAT (alto aporte térmico) apresentou maiores valores nos

ensaios de tração transversal.

Quando comparamos os resultados dos ensaios mecanicos das juntas

de baixo aporte térmico com junta de alto aporte térmico, observa se que

a posição 5G apresenta maior variação das propriedades, enquanto que

a posição 2G fica mais linear e uniforme com os resultados dos ensaios

mecânicos.

A posição 2G se apresentou menos susceptível a variação das

propriedades mecânicas com a variação do aporte térmico.

Os ensaios apresentaram resultados que atendem o mínimo solicitado em

norma para cada tipo de ensaio realizado, ou seja, acima do requerido por norma e

atendendo o necessário para qualificação de procedimento de solda com aporte

térmico maior que a tolerância estipulada pela norma API 1104, nas duas principais

posições de soldagem, 2G e 5G.

Todos corpos de prova do ensaio de tração transversal romperam no metal de

base e a amostra 5G AAT 225° apresentou discreta diferença dos demais resultados

com limite de resistencia maior na ordem de 5% que os demais resultados.

O ensaio de tração no metal de solda apresentou que o uso do alto aporte

térmico diminui o limite de resistencia e escoamento do metal de solda, porém

aumenta a dutilidade do mesmo. Outra observação esta relacionada coma posição,

pois na posição 5G o limite de resistencia e escomanto são maiores que na posição

2G.

O ensaio de charpy apresenta melhores valores médios para o metal de solda

na posição 2G. A zona termicamente afetada apresentou pouca variação com a

mudança de posição de soldagem e com diferentes aportes termicos.

O ensaio de dureza aparentou perfil de dureza caracterisco como W, inclusive

apresentando relação de corpo de prova com maior média de dureza, apresentou

maior resultado para o limite de resistência no ensaio de tração. Todos os valores de

dureza estão controlados e dentro do limite de 275 HV10.

Conclui se que a grande variação do aporte térmico, maior que 25%, para esse

tipo de material, consumíveis e posição de soldagem não apresentaram variações

significativas nas propriedades mecânicas avaliadas, deixando a possibilidade de ao

invés de realizar dois corpos de prova com grandes variações do aporte térmico, como

foi realizado neste trabalho, propor a possibilidade de realizar em apenas um corpo

de prova, dependendo do diâmetro do tubo, com tolerância pelo menos maior que ±

10%, passando a considerar ±15% ou ±20% de tolerância de variação do aporte

térmico qualificado. Ou ainda, se utilizar tubulações de maiores que 24 polegadas de

diamentro externo, pode se propor fazer a metade (meia cana) da circunferência com

variação do aporte térmico, e assim garantir uma tolerância bem significativa, ou seja,

bem maior que ± 10%.

6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia de Materiais · 2019. 1. 23. · Programa de Pós-Graduação em Ciência e Tecnologia de Materiais. ESTUDO DAS PROPRIEDADES