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Após a fabricação do aço, as bobinas laminadas a quente seguiram o fluxo de produção conforme apresentado na Figura 22. Após o corte da bobina, a tira é formada a frio e soldada pelo processo ERW/HFIW a frequência aproximadamente de 300kHz, com posterior ensaio por ultra-som. O tubo depois de formado é submetido a upsetter (forjamento das extremidades) e então tratado termicamente por têmpera e revenimento. O presente trabalho está voltado para a caracterização do tubo após o tratamento térmico de têmpera e revenimento.

O tubo foi produzido nas dimensões de diâmetro externo nominal de 73mm e espessura nominal de 5,5mm. O tratamento térmico é considerado pela API 5CT um processo especial e, por conta disso, torna-se necessário qualificar o processo de fabricação antes da produção em escala. Hollomon (1947) descreve um modelo matemático para definir a temperatura de

revenimento a partir da composição química e dureza após têmpera. O modelo em questão é válido para aços que contenham de 0,15 a 0,45% de C. A dureza do produto final medida na unidade Rockell C é descrita pela Equação 2.

HRC = Hc – Hd (2)

Onde HRC é a dureza final do produto na escala Rockwell C, Hc representa a dureza característica e Hd a diferença de dureza. A diferença de dureza (Hd) é a redução da dureza, durante um ciclo de têmpera, tal como descrito pela seguinte equação:

Hd = 0,00216 T (19,5 + log10 (t)) (3)

Onde o fator de conversão para HRC é 0,00216, o coeficiente de ajuste para carbono entre 0,15 e 0,45%, T é a temperatura em graus Rankin (460 ° F +) e t é o tempo durante a temperatura T, em horas.

A dureza característica (Hc) depende da estrutura e composição química do aço antes da têmpera, mas não deve ser confundida com a dureza na condição temperada. Como o resultado de dureza na escala Rockwell C (HRC) é função do tempo a uma temperatura conhecida no ciclo de revenimento, Hc pode ser calculado para certas condições de material e têmpera antes do revenimento, conforme Equações 4 e 5.

Hc = HRCatual + Hd (4)

Hc = HRCatual + 0,00216 TRankin (19,5 + log10 (Th)) (5)

Para o processo de tempera e revenimento por indução na Apolo Tubulars, calculou-se o Hc, característico do processo no valor de 92. Este valor é resultado de inúmeros ensaios de dureza após tempera e após revenimento. Segundo Hollomon (1947) a dureza característica (Hc) de um aço pode ser estimada pela contribuição de cada elemento químico na dureza final, considerando tanto os aços sem o efeito de endurecimento por segunda fase quanto os aços que possuem endurecimento secundário durante o revenimento.

Aços que contenham quantidades significativas de elementos químicos complexos formadores de carbetos, possuem a tendência a precipitá-los em condições de alta temperaturas de revenimento ou por longo ciclos revenimento. Com isso, o aço experimenta um incremento nas propriedades mecânicas chamado endurecimento secundário. Esse

processo é definido como uma redução no efeito de amolecimento do ciclo de revenimento, devido à precipitação de carbonetos complexos a base de elementos de liga, como Cr, Mo e V. O endurecimento secundário causa uma relação não linear entre os parâmetros do ciclo de revenimento e a dureza final (HOLLOMON, 1949). Os efeitos de endurecimento secundário do molibdénio não são geralmente evidentes em teores abaixo de 0,25%. Da mesma forma, quando as temperaturas de revenimento não ultrapassam os 450 °C ou por tempos inferiores a uma hora. No presente estudo, foi considerado no modelo matemático o incremento na dureza característica de 25% do Molibdenio, ou seja fator de 5 (para 1% de Mo o fator é de 20) e 100% do Cromo, ou seja fator de 5.

0.00216

19,5log10(

)

460

t

HRCaim

Hcadj

F

T

(6)

A Equação 6, apresenta a temperatura de revenimento como função da dureza final, HRCaim. Nessa equação, a Hcadj é determinada pela soma do Hc do processo e a participação do endurecimento secundário, ou seja, o fator do Mo de 5 e o fator do Cr de 5. Assim Hcadj equivale a 102. Para definição da dureza almejada (HRCaim) recorre-se a norma API 5CT, que para o grau T95 exige-se dureza máxima de 25HRC. O parâmetro t (tempo em min) na referida equação é considerado 4min para fornos de indução.

Segundo o modelo de Hollomon (1949), de posse de todas as variáveis, a temperatura de revenimento encontrada foi de 711°C, ou seja, espera-se obter um dureza final de 25HRC após o revenimento.

Para a processo de austenitização, o objetivo era formar o máximo percentual possível de martensita, pois segundo a API 5CT o percentual mínimo é de 90%. Sendo assim, buscou- se na curva de austenitização, vencer a curva A3 do diagrama de equilíbrio o mais breve possível, para assim aumentar a temperabilidade do processo. Para isso, valida-se o processo de tempera pela dureza da martensita que deve respeitar o limite inferior de:

%

27

58

min   carbono

HRC (7)

Em função das propriedades mecânicas e microestruturas desejadas o tratamento térmico seguiu o perfil de temperatura versus tempo mostrado Figura 59.

Figura 59-Gráfico temperatura vs tempo do tratamento térmico de têmpera e revenimento para o aço de grau T95.

Com o uso do software Stecalc 3.0 foi possível obter os diagramas de equilíbrio, TTT (tempo, temperatura e transformação), CCT (diagrama de resfriamento contínuo), dados do material para transformação de fases e o gráfico do teste de Jominy.

Tabela 10-Dados para tratamento térmico do Grau T95

Segundo os dados obtido pelo SteCalc 3.0 na Tabela 10, a dureza da estrutura com 90% de martensita é de 41HRC, muito próximo ao valor obtido pela API 5CT, de 40HRC. A temperatura ideal para a realização da austenitização é de 888°C, segundo SteCalc 3.0, considerado para a produção temperatura ideal de 880°C ±10°C. Com isso, garantimos que 100% da estrutura foi transformada em austenita para posterior têmpera. Outra informação importante é o percentual de austenita retida a 20°C, de 1%. Pode-se confirmar nas análises micrográficas a presença de austenita retida. Em adição, o SteCalc 3.0, prevê a susceptibilidade de quench-cracking nula, ou seja, trincas decorrentes da têmpera. Esses defeitos são gerados durante o processo de resfriamento abrupto e normalmente ocorre em aços de alta temperabilidade com elevadas taxas de resfriamento.

Figura 60 - Diagrama de Equilíbrio para o T95.

A Figura 60 representa o diagrama de equilíbrio para a composição química em estudo. Ao comparar com o diagrama de equilíbrio do sistema Fe-C, o ponto eutetóide do aço ao 1Cr e 02Mo sofreu uma queda para 0,64% de C, ao passo que o ponto eutetóide do sistema Fe-C é 0,76%C. No caso das linhas Ac1 e Ac3, ambas tiveram aumento em relação ao sistema Fe-C. Em particular, a Ac1 fixou em 741°C, enquanto que no sistema Fe-C Ac1 é 727°C. Esse efeito no diagrama de fase é função dos elementos de liga Cr e Mo que elevam a temperatura eutetóide em função do percentual em liga, conforme previsto na Figura 61.

Figura 61- Efeito dos elementos de liga na temperatura eutetóide.

Fonte: (SVERDLIN; NESS, 2006)

As temperaturas de formação da martensita para diferentes temperaturas também são previstas pelo SteCalc 3.0, conforme abaixo:

Figura 62-Diagrama de transformação tempo e temperatura para o aço de Grau T95.

Fonte: (SteCalc 3.0, 2013).

Figura 63-Diagrama de resfriamento contínuo para o aço de Grau T95.

Fonte: (SteCalc 3.0, 2013). F e P B tx de resfriamento: 84°C/s tx de resfriamento: 84°C/s