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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA“CARACTERIZAÇÃO MICROESTRUTURAL DO
METAL DE SOLDA DEPOSITADO POR
ARCO SUBMERSO
EM CHAPAS DE AÇO-CARBONO ESTRUTURAL”
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PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICACARACTERIZAÇÃO MICROESTRUTURAL DO METAL DE SOLDA
DEPOSITADO POR ARCO SUBMERSO
EM CHAPAS DE AÇO-CARBONO ESTRUTURAL
Márcia Regina Vieira de Araújo
Orientador: Prof.Dr. Juno Gallego
Dissertação apresentada à Faculdade de Engenharia de
Ilha Solteira da Universidade Estadual Paulista “Júlio de
Mesquita Filho”, como parte dos requisitos exigidos para
a obtenção do título de
Mestre em Engenharia
Mecânica.
Araújo, Márcia Regina Vieira de
A663c Caracterização microestrutural do metal de solda depositado por arco submerso em chapas de aço-carbono estrutural / Márcia Regina Vieira de Araújo. -- Ilha Solteira : [s.n.], 2006
118 p. : il.
Dissertação (mestrado) - Universidade Estadual Paulista. Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira, 2006
Orientador: Juno Gallego Bibliografia: p. 112-118
GALLEGO, Juno. Microstructural Analysis of Submerged-Arc Weldment in Low-Carbon Steel by Scanning Electron Microscopy. Brazilian Journal of Morphological Sciences, Campinas, v. 22, n. (Suppl.), p. 355-356, 2005.
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MUSARDO, Gustavo Borges; ARAÚJO, Márcia Regina Vieira de; YAMAKAMI, Wyser José; VENTRELLA, Vicente Afonso; GALLEGO, Juno. Recuperação de Turbinas Hidráulicas Cavitadas por Depositação de Revestimentos a Base de Cobalto - Aspectos Microestruturais. In: ABM 2005, Belo Horizonte. Anais do 60. Congresso Anual da Associação Brasileira de Metalurgia e Materiais. São Paulo: Associação Brasileira de Metalurgia e Materiais, 2005. p. 2764-2773.
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POLIDO, Rafael Saito; GALLEGO, Juno. Estudo da Deposição do Metal de Solda através do
Processo de Soldagem por Arco Submerso. In: XII CREEM, 2005, Ilha Solteira. Anais do XII Congresso Nacional dos Estudantes de Engenharia Mecânica. 2005. p. 1-2.
a minha irmã Marcela e meu irmão Giuliano
a minha avó Adelina Andrioli Vieira
aos meus avós Encarnacion e Geraldo (in memorian)
Ag ra d e ç o a De us p e la minha vid a a b e nç o a d a e p e la vid a d a s p e sso a s
q ue a mo e q ue me sã o muito c a ra s: me us p a is, me u irmã o , minha irmã , tio s e tia s, p rimo s, p rima s e a mig o s.
A minha tia e q ue rid a a mig a Ma ria Lúc ia d e Ara újo Po ia ti p e lo a p o io c o nsta nte e m to d o o me u c re sc ime nto p ro fissio na l e p e sso a l.
Ao me u no ivo , Âng e lo Ma rtins d a Silva , p e la c o mp re e nsã o , a p o io e inc e ntivo .
Ao me u o rie nta d o r d e Me stra d o Pro f. Dr Juno G a lle g o , p e lo s p re c io so s e nsina me nto s, o rie nta ç ã o , e xp e riê nc ia e c o mp ro me time nto d ura nte to d o
o p e río d o d e p e sq uisa e e xe c uç ã o d o s tra b a lho s.
Ao Pro f. Dr Vic e nte Afo nso Ve ntre lla , p o r g e ntilme nte c e d e r a má q uina fo to g rá fic a d ig ita l, p o ssib ilita nd o a ssim a a q uisiç ã o d e ima g e ns p a ra
re a liza ç ã o d e ste tra b a lho
A C APES p e la c o nc e ssã o d a b o lsa d e Me stra d o p o ssib ilita nd o a re a liza ç ã o d o s tra b a lho s.
Ao s té c nic o s e func io ná rio s d o De p a rta me nto d e Eng e nha ria Me c â nic a e m e sp e c ia l a o Sr. Ma rino Te ixe ira C a e ta no p e la e xe c uç ã o d e c o rp o s d e
a p o io d isp o nib iliza d o p e la e mp re sa p a ra re a liza ç ã o d e ste tra b a lho .
À e mp re sa IC EC d e Sã o Jo sé d o Rio Pre to , p e la d o a ç ã o d e ma te ria l d e p e sq uisa p a ra e la b o ra ç ã o d o s e nsa io s d e ste tra b a lho .
Ao La b o ra tó rio d e C a ra c te riza ç ã o Estrutura l d o De p a rta me nto d e
Eng e nha ria d e Ma te ria is d a Unive rsid a d e Fe d e ra l d e Sã o C a rlo s, p e la utiliza ç ã o d o La b o ra tó rio p a ra re a liza ç ã o d e e nsa io s.
Ao s a luno s d e g ra d ua ç ã o Ra fa e l Sa ito Po lid o , Do nize th Ap a re c id o d e C a rva lho Júnio r, Le o nild o Vio to Júnio r, G a b rie l Ag re li d e Me lo , Ma rc e lo
Silve ira Linha re s p e la p a rtic ip a ç ã o e c o la b o ra ç ã o d ura nte a re a liza ç ã o d e ste tra b a lho .
Ao s func io ná rio s e e sta g iá rio s d o NAC d a Pó s-G ra d ua ç ã o d o De p a rta me nto d e Eng e nha ria Me c â nic a , e m e sp e c ia l a o Té c nic o e m Info rmá tic a , Sr. Elia s Ama ra l d o s Sa nto s p e lo c o ntínuo sup o rte e m so ftwa re
e ha rd wa re .
A Pró Re ito ria d e Pó s G ra d ua ç ã o e Pe sq uisa d a UNESP, p e lo a uxílio fina nc e iro na s p a rtic ip a ç õ e s e m e ve nto s c ie ntífic o s.
A to d o s o s func io ná rio s d o Se rviç o d e Bib lio te c a e Do c ume nta ç ã o d a Fa c uld a d e d e Eng e nha ria d e Ilha So lte ira , e m e sp e c ia l a o b ib lio te c á rio Sr.Jo ã o Jo sué Ba rb o sa p e la o rie nta ç ã o e c o nsta nte a c o mp a nha me nto d a
ARAÚJO, M. R. V. Caracterização Microestrutural do Metal de Solda Depositado por Arco Submerso em Chapas de Aço-Carbono Estrutural. Ilha Solteira, 2006. 96p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) – Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira, Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”.
estrutural do tipo ASTM A36, como metal de adição o AWS E70S-6, além do fluxo granular comercial usado na soldagem por Arco Submerso. A alta densidade de inclusões presentes em metais de solda assegura uma densidade alta de locais de nucleação da ferrita acicular, assim o presente trabalho desenvolve-se analisando a quantidade de inclusões formadas no metal de solda depositado por Arco Submerso em diferentes condições de soldagem. Os demais parâmetros analisados foram a geometria do cordão de solda com base nas diferentes energias de soldagem utilizadas e análise quantitativa das microestruturas presentes no metal de solda. Avaliou-se a quantidade de ferrita acicular formada para vinte e quatro condições diferentes de soldagem, além da ferrita acicular outros microconstituintes estão presentes nos contornos de grão do metal de solda, como a ferrita poligonal intragranular PF(I) e ferrita de contorno de grão PF(G).que são microestruturas prejudiciais a tenacidade.
ARAÚJO, M. R. V. Microstructural Characterization of Weld Metal Deposited by Submerged-Arc-Welding. Ilha Solteira, 2006. 96p. Master of Science Dissertation in Mechanical Engineering – Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira, Universidade Estadual Paulista “Júlio de Mesquita Filho”.
metallography techniques allowed that some microstructure features were determined too, when inclusion size distribution and volume fraction of microphases were obtained. Heat input variations were considered main responsible for significant changes of bead geometry, which behavior have shown increase when higher energy levels were applied to welding process. Inclusion size distribution has also been affected by heat input and it was possible to define that inclusions mean size decrease from 6 to 4µm without significant changes in volume fraction, which was estimated approximately 2%. The analysis carried out on the samples after chemical etching was able to attain both qualitative and quantitative information about weld metal microstructure. The microstructure of weld metal showed that acicular ferrite was surrounded by grain boundary proeutectoid (allotriomorphic) ferrite. Further constituent reveals the prior austenite grain boundaries, which have shown a characteristic columnar grain growth. Acicular ferrite, allotriomorphic and idiomorphic ferrite were determined be main constituents of weld metal microstruture, being very small decrease of volume fraction of acicular ferrite with raising heat input. The volume fraction of these main constituents were calculated 60%, 20% and 10%, respectively, and meaning that is a good combination between microstructure and mechanical properties of submerged arc weld metal can be obtained during the experimental development.
Figura 2.1 - Processos de soldagem a arco idealizado por Bernardos e Zerener...29
Figura 2.2 - Processos de soldagem a arco idealizado por Slavianoff e Kjellberg...30
Figura 2.3 - Processo de soldagem com arco protegido...30
Figura 2.4 - Ilustração do processo de soldagem por arco submerso...32
Figura 2.5 - Variação da tensão no cordão de solda...34
Figura 2.6 - Esboço do processo de soldagem com arco submerso...41
Figura 2.7 - Parâmetros geométricos do cordão de solda...44
Figura 2.8 - Fotomicrografia do metal de solda, destacando ferrita acicular (AF) formada intragranularmente e ferrita de contorno de grão (GF), aumento de 320 x, ataque Nital...49
Figura 2.9-Fotomicrografia do metal de solda,destacando a ferrita poligonal (PF)formada nos contornos de grão da austenita, ferrita acicular (AF) e pequena quantidade de perlita (P), aumento de 80 x, ataque Nital...49
Figura 2.10-Fotomicrografia do metal de solda, mostrando em detalhe ferrita de segunda fase não alinhada (NAC), aumento de 320 x...50
Figura 2.11 - Fotomicrografia do metal de solda com multíplice constituintes da microestrutura, ferrita e carbonetos (FC), ferrita de contorno de grão (GF), perlita (P), ferrita acicular (AF), aumento de 150 x, ataque Nital...50
Figura 2.14 - Aspectos típicos das ferritas Acicular (a) e de Widmanstatten (b). Aumento: 360
X...52
Figura 2.15 - Favorecimento da formação da ferrita acicular com aumento de grão austenítico, que reduz potencialmente a nucleação da bainita nesses sítios Figura 2.16 - Micrografia eletrônica de transmissão de plaquetas de ferrita acicular num aço soldado...54
Figura 2.16 - Micrografia eletrônica de transmissão de réplicas de extração em filme de carbono, identificando as agulhas de ferrita acicular num aço soldado...55
Figura 3.1 - Processo de ponteamento da junção da barra de aço estrutural usado como metal base no processo de soldagem. Início da união das barras e retalhos para fixação na bancada de soldagem (a). Processo de ponteamento finalizado (b)...61
Figura 3.2 - Aplicação dos aditivos sobre a superfície do metal base...62
Figura 3.3 - Montagem na seqüência (a), (b), (c) e (d) dos materiais para o ensaio de soldagem.63 Figura 3.4-Fonte utilizada nos ensaios de soldagem (a). Cabeçote de alimentação do arame (b).64 Figura 3.5 - Trator de soldagem com velocidade ajustável...65
Figura 3.6 – Planejamento para preparação de amostras a serem analisadas...67
Figura 3.7 - Cordões de solda depositados na barra de aço estrutural ASTM A36...68
Figura 3.8 - Amostra usada para a análise metalográfica...69
(c)...70 Figura 3.11 - Esquema ilustrativo do mapeamento do metal de solda... 71 Figura 3.12 - Exemplo de distribuição de inclusões no metal de solda observadas na imagem original da superfície polida (a) e após o tratamento de imagem (b). Amostra com aditivo zircônia soldada com energia de soldagem 3,0 kJ/mm...72 Figura 3.13 - Microestrutura do metal de solda; aditivo alumina, energia de soldagem de 1,0 kJ/mm, amostra com e sem a grade de pontos de contagem...74
Tabela 2.2 - Classificação do fluxo para Arco Submerso segundo a composição química...40
Tabela 2.3 - Microconstituintes ferrita e carbonetos na soldagem de aço de baixa liga...48
Tabela 3.1 - Composição química nominal em porcentagens de massa do metal base e do metal de solda utilizados nos ensaios de soldagem...60
Tabela - 4.1 – Energia de soldagem, parâmetros elétricos e velocidade de solda relativa aos cordões de solda...75
Tabela 4.2 - Dimensões, em milímetros, do reforço medido nos cordões soldados...77
Tabela 4.3 - Dimensões, em milímetros, da penetração medida nos cordões soldados...77
Tabela 4.4 - Dimensões, em milímetros, da profundidade da zona termicamente afetada medida nos cordões soldados...78
Tabela 4.5 - Dimensões, em milímetros, da largura medida nos cordões soldados...78
Tabela 4.6 - Efeito qualitativo dos parâmetros de processo sobre a geometria do cordão...80
Tabela 4.7 - Área da zona fundida medida nos cordões de solda [mm2]...81
Tabela 4.8 - Área da região de diluição medida nos cordões de solda [mm2]...81
Tabela 4.9 - Área da zona termicamente afetada nos cordões de solda [mm2]...82
Tabela 4.10 – Microanálise dos constituintes presentes nas inclusões no cordão de solda...85
Tabela 4.11 - Número total de partículas N observadas em 25 campos contíguos, correspondendo a uma área analisada de 1,8 mm2...90
Tabela 4.15 - Número de inclusões por unidade de volume NV [mm-3]...91
Tabela 4.16 - Fração volumétrica das inclusões não metálicas VV...91
Tabela 4.17 - Resultados extraídos da literatura sobre a metalografia quantitativa das inclusões não metálicas...94
Tabela 4.18 - Fração volumétrica de ferrita acicular AF no metal de solda [%]...102
Tabela 4.19 - Fração volumétrica de ferrita poligonal PF(G) no metal de solda [%]...102
Tabela 4.20 - Fração volumétrica de ferrita poligonal PF(I) no metal de solda [%]...103
Tabela 4.21 - Fração volumétrica de ferrita FS no metal de solda [%]...103
Tabela 4.22 - Fração volumétrica de outros microconstituintes no metal de solda [%]...103
AF Ferrita acicular
ASTM American Standard Testing Mechanical AWS American Welding Society
A ampère
aC Antes de Cristo
D Penetração do cordão de solda E Energia de soldagem [kJ/mm] FS(A) Ferrita com segunda fase alinhada FS(NA) Ferrita com segunda fase não alinhada H Reforço do cordão de solda
IB Índice de Basicidade I Corrente elétrica [A]
IIW Institute International Welding MIG Metal Inert Gás
Mn Manganês
OM Optical microscopy PF Ferrita primária
PF(G) Ferrita de contorno de grão ou primária PF(I) Ferrita poligonal intragranular ou idiomórfica SAW Submerged Arc Welding
CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO...23
CAPÍTULO 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ...27 2.1 Histórico da soldagem ...27 2.2 Processos de soldagem por fusão ...31 2.3 Soldagem por Arco Submerso ...31 2.4 Microestrutura de solda ...42 2.4.1 Decomposição da austenita ...47 2.4.2 Ferrita acicular ...52
CAPÍTULO 3 – MATERIAIS E MÉTODOS ...60 3.1 Materiais ...60 3.2 Ensaios de soldagem ...65 3.3 Análise metalográfica das amostras ...68
4.4 Análise da microestrutura no metal de solda ...96
CAPÍTULO 5 – CONCLUSÕES ...110
Capítulo 1
______________________________________________________________________________
INTRODUÇÃO
O processo de soldagem por Arco Submerso é um dos processos mais importantes aplicado na fabricação de modernas estruturas de engenharia, empregado em grande escala na indústria devido a sua facilidade de operação e produtividade. Pode ser utilizado na fabricação metálica como tubos, navios, perfis, vasos de pressão, trocadores de calor, caldeiras e todo tipo de equipamento pesado. Este processo utiliza um fluxo granular que é alimentado à região da solda produzindo uma completa cobertura do arco e da poça de fusão, permitindo que a soldagem se desenvolva sem respingos, luminosidades e radiação. O fluxo também é responsável pela proteção química contra oxidação e controle da composição química e da microestrutura do metal de solda. O fluxo granular age como elemento desoxidante para remover contaminantes como o oxigênio, nitrogênio e enxofre da poça de fusão (OGBORN, 1993).
Uma característica importante do processo de soldagem por Arco Submerso é a eficiência de deposição, que aproxima-se de 100%, pois não há perdas de metal por projeção. A perda de calor através do arco é baixa devido ao efeito de isolamento térmico proporcionado pela camada de fluxo.
As soldas por Arco Submerso apresentam boa dutilidade, boa uniformidade e uma excelente aparência do cordão de solda. Obtêm-se propriedades mecânicas compatíveis com às do metal base (PARANHOS; SOUZA, 1999).
A principal limitação da soldagem por Arco Submerso é que o processo não permite a soldagem fora da posição plana ou horizontal. De fato, a ação da gravidade, que sustenta a camada de fluxo sobre a poça de solda, impede a soldagem fora de posição. O uso de posicionadores de soldagem muitas vezes torna-se necessário em caso de soldas circunferenciais (PARANHOS; SOUZA, 1999).
A alta quantidade de energia de soldagem faz com que usualmente chapas com espessura acima de 6,4mm de espessura sejam utilizadas para o processo de soldagem por Arco Submerso (OGBORN, 1993).
As condições de soldagem são importante para a geometria do cordão de solda, fator determinante na qualidade da solda realizada. A inspeção dos cordões de solda resume-se a ensaios não destrutivos (visual, líquido penetrante, partículas magnéticas, radiografia e ultrasom) e ensaios destrutivos (ensaios de tração, impacto, dobramento, fadiga e dureza) que são empregados no desenvolvimento da engenharia e no procedimento de soldagem. Além disso, deseja-se que os cordões possuam determinada geometria, como valores determinados de largura, reforço e penetração. Observando a geometria do cordão, nota-se que quanto maior a velocidade de soldagem, mantendo-se constante a tensão e a corrente, menor será a energia de soldagem (aporte térmico) e, portanto menor a largura da poça de fusão (LIMA et al., 2005)
intuito de melhorar a qualidade da solda e consequentemente as propriedades mecânicas dos materiais. A microestrutura ferrita acicular demonstra-se como microconstituinte que melhora a tenacidade do material sem prejuízos significativos da resistência mecânica. A ferrita acicular ocorre no interior do grão de austenita prévia, apresenta uma morfologia de grãos emaranhados, bem como contorno de alto ângulo e elevada densidade de discordâncias, também pode ocorrer isoladamente como ripa (DE MELLO, 2003).A ferrita acicular depende para sua nucleação, de fatores como o tamanho e composição química das inclusões presentes nos cordões de solda.
O metal de solda típico possui cerca de 1018m-3 inclusões com tamanhos maiores do que 0,5µm e que estão distribuídas na microestrutura. As inclusões são formadas no metal de solda líquido pela reação do oxigênio com elementos desoxidantes como silício, alumínio e titânio (BHADESHIA, 2001). As inclusões não metálicas são fundamentais na nucleação da ferrita acicular, não só pelo fato de serem sítios de nucleação heterogênea, mas, também, por conterem óxidos que influenciam muito a nucleação deste constituinte. O titânio e o zircônio são poderosos desoxidantes na poça de fusão, e influenciam decisivamente a composição química das inclusões de óxidos formadas.
Capítulo 2
______________________________________________________________________________________________REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 Histórico da soldagem
Acredita-se que o processamento dos metais tenha sido originado junto à descoberta do
fogo (8000 a.C.). Há 5000 anos na cidade de Ur, Caldéia, onde uniam-se peças de ouro,
considerado o primeiro metal obtido e utilizado, por meio de brasagem. Há 3000 anos, o homem
inventou o processo de forjar a quente, concentrando o calor na zona da peça que queria ligar,
seguido de martelamento.
A utilização do ferro foi por volta de 2000 a.C. Descobertas arqueológicas indicam que o
início do desenvolvimento do metal deu-se na Mesopotâmia, de onde foi para China e Índia e
depois para o Egito, Grécia e Roma. Nesse período o homem começou a fabricar utensílios de
duas ou mais partes por meio de união por forjamento a quente, colocando uma peça sobre a
outra até o caldeamento.
Uma das mais antigas notícias que se tem sobre a soldagem remonta ao forjamento da espada
de Damasco (1300 a.C.) e ao uso de uma espécie de maçarico soprado pela boca usando álcool ou
óleo como combustível. Esta técnica usada pelos egípcios para fundir e soldar bronze foi
transmitida a gregos e romanos (SILVA, 1997).
Após a revolução industrial no século XIX surgiram novos processos de junção metálica. A
soldagem moderna teve seu nascimento a partir da descoberta do arco elétrico em 1801, por Sir
Humphrey Davis, o mesmo que em 1836 descobriu o acetileno. Historicamente os seguintes fatos
x 1877, Thompson estuda a soldagem por resistência elétrica.
x 1885, Bernardos e S. Olszewski depositaram a primeira patente do processo de soldagem
por arco elétrico, que obtiveram utilizando um eletrodo de grafite. Iniciou-se assim a
soldagem nos moldes como se apresenta hoje.
x 1889, N G Slavianoff e C. Coffin registraram a substituição do eletrodo de grafite por
arame metálico.
x 1898, Linde desenvolveu o processo de oxicombustível.
x 1901, Fouche e Picard ; primeiro maçarico industrial.
x 1919, C.J. Halsag introduziu a corrente alternada em processo de soldagem.
x 1929, H.M Hobart e P.K Denver utilizaram gás inerte como proteção ao arco elétrico .
x 1932, uso do fluxo granular, que se funde em contato com o calor do arco elétrico e dá
origem a escória protetora da poça de fusão.
x 1935, Soldagem com eletrodo revestido de tungstênio protegido por gás inerte (Tungsten
Inert Gas –TIG) e soldagem por arco submerso (Submerged Arc Welding) SAW.
x 1948, H. F. Kennedy desenvolve a soldagem com arame protegido por gás (Metal Inert
Gas -MIG)
Os principais processos de soldagem são os processos por fusão e por pressão. Os
processos de soldagem por fusão consistem em processos por chama, arco, em banho de
escória, aluminotérmico e raio laser, enquanto que por pressão são os processos na forja a
resistência elétrica, indução, ultra-som e atrito. (CENTRO DE INFORMAÇÃO METAL
MECÂNICA, 2006)
O processo de soldagem à chama utiliza o calor gerado pela queima de um gás, com o
soldagem. A fusão por soldagem elétrica a arco voltaico origina-se da ação direta de um arco
voltaico que permite obter elevadas temperaturas limitando a zona de influência calorífica,
além de permitir o uso de qualquer atmosfera gasosa, que quando neutra proporciona menor
contaminação do banho metálico. O processo de soldagem por arco foi introduzido em 1887
por N. R. Bernardos, onde no princípio era um arco voltaico entre um eletrodo de carvão e a
peça e fusão ocorria sem consumir o eletrodo. Em 1889, Zerener introduziu no processo um
segundo eletrodo, fazendo o arco entre os dois eletrodos, sendo que a corrente não mais
percorria a peça, permitindo, portanto a soldagem de materiais não condutores. A Figura 2.1
ilustra estes processos.
Figura 2.1 - Processos de soldagem a arco idealizado por Bernardos e Zerener. (CENTRO DE INFORMAÇÃO METAL MECÂNICA, 2006)
O processo de Slavianoff de 1892 introduziu a conexão elétrica na própria vareta do
material de adição, tornado o eletrodo consumível. Em 1905, Kjellberg criou o eletrodo revestido,
que permitiu incorporar substâncias, para produzir efeitos especiais na solda, como se pode
Figura 2.2 - Processos de soldagem a arco idealizado por Slavianoff e Kjellberg. (CENTRO DE INFORMAÇÃO METAL MECÂNICA, 2006)
O processo de soldagem com arco protegido iniciou-se com a utilização do hidrogênio,
processo conhecido como soldagem com "hidrogênio atômico" ou soldagem "arcatômica",
utilizava um arco voltaico em atmosfera de hidrogênio, entre dois eletrodos permanentes de
tungstênio, como mostra a Figura 2.3.
Figura 2.3 - Processo de soldagem com arco protegido. (CENTRO DE INFORMAÇÃO METAL MECÂNICA, 2006)
O hidrogênio se dissocia no arco elétrico, passando para o estado atômico com absorção
de energia. Em contato com o metal de solda, o hidrogênio volta ao estado molecular, liberando
calor e aumentado o rendimento térmico do processo. A chama produzida pela queima do
hidrogênio também contribui para o rendimento térmico. A fonte de energia era um
transformador especial para produzir uma tensão de 70 volts para iniciar o arco. O processo caiu
Além dos processos de fusão, também há os processos de soldagem por pressão, onde a
energia é aplicada para provocar uma tensão no metal de base capaz de produzir a solubilização
na fase sólida.
No presente trabalho enfatizou-se os processos por fusão e em especial o processo de
soldagem por Arco Submerso. Inicialmente fez-se uma caracterização breve dos principais
processos de soldagem por fusão.
2.2 Processos de soldagem por fusão
Soldagem por fusão é um processo de união de metais no qual a coalescência destes é
conseguida por fusão e diferem-se dos processos de soldagem no estado sólido (soldagem por
explosão e soldagem por atrito) pelo fato de nestes últimos não haver fusão. Nos processos de
soldabrasagem e brasagem, no fato de que nestes processos somente o metal de adição é fundido,
enquanto que nos processos de soldagem por fusão, ambos, o metal de adição e o de base
fundem-se. (CENTRO DE INFORMAÇÃO METAL MECÂNICA, 2006)
2.3 Soldagem por Arco Submerso
A soldagem por arco submerso ou Submerged Arc Welding (SAW) é um processo de
soldagem automático no qual o calor é fornecido por um arco desenvolvido entre um eletrodo de
arame sólido ou tubular e a peça-obra. Tanto o metal base quanto a poça de fusão ficam
totalmente submersos em um fluxo granulado que garante a proteção contra os efeitos da
atmosfera. O fluxo granulado funde-se parcialmente, formando uma camada de escória líquida
Além das funções de proteção e limpeza do arco e do metal depositado, o fluxo na forma
granular funciona como um isolante térmico garantindo uma excelente concentração de calor que
caracteriza a alta penetração obtida por meio do processo. Uma vez que fica completamente
coberto pelo fluxo, o arco elétrico não é visível, e a solda se desenvolve sem faíscas,
luminosidades ou respingos, que caracterizam os processos de soldagem em que o arco é aberto
(RAMALHO; JÚNIOR, 1997). A Figura 2.4 ilustra o processo de soldagem por arco submerso.
Figura 2.4 - Ilustração do processo de soldagem por arco submerso (RAMALHO; JÚNIOR, 1997).
No Brasil a soldagem por arco submerso é utilizada na indústria de equipamentos
metálicos como tubos, navios, perfis, plataformas marítimas, trocadores de calor, além de
recuperação de peças como cilindros de laminação e peças rodantes de tratores. O arco submerso
é comumente usado para soldar chapas ou perfis de aço-carbono, os aços ligados também podem
ser soldados utilizando processo de arco submerso observando o limite de aquecimento para que
não ocorram danos na zona termicamente afetada (PARANHOS, 1999). O processo de arco
submerso também pode ser usado para união de peças de aço inoxidável e ligas de níquel, porém
Os parâmetros a serem considerados na soldagem por arco submerso podem ser aqueles
pré-determinados como tipo e espessura do metal de base e propriedades requeridas para o metal
de solda, além dos parâmetros decididos na fase inicial da produção e em alguns casos,
determinados em função da disponibilidade de equipamentos, como tipo do equipamento, projeto
da junta, posicionamento da peça e do eletrodo, e os parâmetros primários, tais como corrente,
tensão, velocidade de soldagem, polaridade, combinação eletrodo-fluxo, diâmetro do arame,
distância bico-peça ou extensão livre do eletrodo e distribuição do fluxo (RAMALHO; JÚNIOR,
1997).
A corrente de soldagem atua diretamente na deposição do eletrodo, na profundidade de
penetração e na quantidade do metal de base fundido. Se a corrente é muito alta para uma dada
velocidade de soldagem, o excesso de penetração tende a furar ou vazar o metal de base. Altas
correntes produzem um reforço de solda excessivo, cujas tensões de concentração induzem à
maiores distorções. A Tabela 2.1 possui valores máximos e mínimos de correntes de soldagem
para aço com baixo teor de carbono.
Tabela 2.1 - Corrente aplicada em soldagem de aço com baixo teor de carbono (RAMALHO; JÚNIOR, 1997).
Diâmetro
do eletrodo Corrente (A) Faixa de
pol mm mínima Máxima
5/64 2,0 200 600
3/32 2,4 230 700
1/8 3,2 300 900
5/32 4,0 420 1000
3/16 4,8 480 1100
7/32 5,6 600 200
¼ 6,4 700 600
5/16 8,0 1000 2500
A polaridade do eletrodo influencia a forma e dimensão da poça de fusão, além de afetar o
tipo de transferência e a estabilidade do arco elétrico. O eletrodo com polaridade inversa (+),
produz melhor penetração e um cordão mais bem feito, no entanto, se estiver conectado na
polaridade direta (-), proporcionará uma maior taxa de deposição com diminuição da penetração.
Com corrente alternada (±) a penetração e a taxa de fusão são médias, mas existe a vantagem de
utilizar eletrodos maiores e correntes mais elevadas.
Para soldagem com Arco Submerso recomenda-se o uso de polaridade direta, pois este
tipo de polaridade diminui a formação de poros, melhor controle do formato e aparência do
cordão de solda e maior penetração do cordão.
A tensão de soldagem influencia o formato da seção transversal do cordão e sua aparência
externa, como se pode observar na Figura 2.5. Um aumento da tensão resulta em um cordão mais
largo, menor penetração e em maior consumo de fluxo.
Figura 2.5 - Variação da tensão no cordão de solda (RAMALHO; JÚNIOR, 1997).
A velocidade de soldagem controla principalmente o tamanho do cordão e a penetração.
conseguir a penetração adequada sem que ocorra o transpasse da junta (vazamento). Velocidades
de soldagem excessivamente altas aumentam a tendência a mordeduras, porosidade, trincas e
cordões com formato não uniforme e velocidades de soldagem excessivamente baixas produzem
cordões sujeitos à trincas e poças de fusão excessivamente largam, resultando num cordão áspero
e com possíveis inclusões de escória. O uso de velocidades de soldagem excessivamente baixa
produz um cordão em forma de chapéu, que é sujeito a trincas, além da formação da poça de
solda muito grande em torno do arco elétrico, resultando em um cordão rugoso, com respingos e
inclusões de escória.
A energia de soldagem é calculada baseada nos parâmetros de corrente, tensão e
velocidade de soldagem e identifica a quantidade de calor adicionada a um material por unidade
de comprimento linear, pode ser representada pelas letra E (ou H, de “heat input”). É usualmente
expressa em kJ/mm, podendo também ser apresentada em kJ/cm ou J/mm. Para a soldagem a
arco elétrico o valor de E, em J/mm, é dado pela equação 2.1 (FORTES; ARAÚJO, 1994).
v I V
E K . (2.1)
Onde:
K- eficiência de transferência, que depende do processo;
V - tensão em volts (V);
I - corrente elétrica em ampères (A);
v - velocidade linear de soldagem, em mm/s.
Qualquer fonte de calor concentrada pode ser utilizada em um processo de soldagem e a
intensidade da fonte permite definir a capacidade do processo em concentrar a energia para
área (em cm2), e sabe-se que para fundir a maioria dos metais é necessário utilizar uma fonte cuja
capacidade seja superior a 1000W/cm2.
O fluxo de calor durante a soldagem, pode afetar as transformações de fase durante a
soldagem e portanto, a microestrutura e as propriedades resultantes do metal de solda. Além de
ser responsável por tensões residuais e distorções.
O diâmetro do eletrodo também influencia na geometria do cordão de maneira geral,
mantendo-se todos os outros parâmetros constantes, uma diminuição no diâmetro do eletrodo
acarretará uma maior penetração, cordões mais altos e estreitos e uma maior taxa de deposição.
Para um valor de corrente igual, a mudança para um diâmetro de arame maior permite uma
melhor ligação de juntas mal ajustadas.
Finalmente, a camada de fluxo deve possuir uma altura mínima de maneira que o arco
fique totalmente submerso, pois se a camada for muito alta, o arco fica muito confinado e os
gases tem dificuldade para sair, o aspecto superficial do cordão é irregular. Por outro lado, se a
camada for muito rasa, o arco não ficará complemente submerso no fluxo, podendo vir a causar
centelhamento e respingos. A aparência do cordão também fica comprometida, assim como a
integridade do interior da solda, uma vez que poderá ocorrer contaminação pelo ar atmosférico.
Os fluxos utilizados no processo de soldagem por arco submerso podem ser classificados
de acordo com o método de fabricação (A), a influência que estes exercem nos elementos de liga
contida na solda depositada e o efeito causado nas propriedades da solda depositada (B) ou
A - Classificação baseada no processo de fabricação do fluxo, que pode ser fundido,
misturado ou aglomerado.
Fluxo fundido: o fluxo fundido é constituído de óxidos de manganês, silício, alumínio, zircônio
ou cálcio e desoxidantes como ferro-silício, ferro-manganês ou ligas similares. Esses ingredientes
são fundidos em forno para formar um vidro metálico. Após o resfriamento, o vidro é reduzido a
partículas granulares, cujas dimensões requeridas asseguram características apropriadas para a
soldagem. A granulação fina é utilizada na soldagem com correntes baixas, enquanto que a
granulação grossa se presta às correntes mais altas.
Fluxo misturado: o fluxo misturado forma uma mistura mecânica de dois ou mais tipos de fluxos,
em proporções selecionadas de forma a obter uma propriedade definida. A grande desvantagem
deste tipo de fluxo é que não é possível garantir uma perfeita uniformidade dos componentes,
além de que estes podem se separar na embalagem ou na manipulação.
Fluxo aglomerado: o fluxo aglomerado é constituído de compostos minerais finamente moídos,
tais como óxido de manganês, silício, alumínio, zircônio ou cálcio e desoxidantes como
ferro-silício, ferro-manganês, ou ligas similares. A estes ingredientes é adicionado um agente
aglomerante, normalmente silicato de sódio ou potássio. O produto agregado é granular e é
B - Classificação do fluxo com relação ao efeito aos elementos de liga contido no metal
de solda depositado.
Independente do processo de fabricação, um fluxo pode ser classificado como ativo,
neutro ou fluxo de liga, dependendo da capacidade de mudar a liga contida na solda. Todos os
fluxos num processo de arco submerso variam a tensão do arco. Outras variáveis de solda podem
mudar com uma razão do fluxo consumido, para o eletrodo ou metal de solda depositado de
0,7/0,9 (fluxo/eletrodo). Um aumento desta razão pode ser devido aumento da tensão do arco ou
decréscimo da corrente de solda. Do mesmo modo, um decréscimo da razão fluxo/arame pode ser
causado pelo decréscimo da tensão do arco e acréscimo da corrente de solda.
Fluxo Ativo: contém quantidade controlada de manganês e/ou silício. Esses elementos de liga são
acrescentados no fluxo para melhorar a resistência a porosidade e trincas na solda causada por
contaminantes como oxigênio, nitrogênio e enxofre. Os fluxos ativos são usados principalmente
em soldas de passe único, pois contém desoxidantes como manganês e silício. Os elementos de
liga contidos no fluxo podem alterar a razão fluxo /arame. As quantidades de manganês e silício
depositados no metal de solda podem afetar a resistência ao impacto e propriedades mecânicas
deste metal.
Fluxo Neutro: o fluxo neutro contém pouquíssimo ou nenhum desoxidante, não produz mudança
significativa na composição química do metal de solda em função da grande mudança que ocorre
na voltagem/tensão do arco. Os fluxos neutros são usados em soldas de passos múltiplos em
placas com espessura maiores que 25mm. Para quantificar o fluxo, utiliza-se o número de
>
Si Mn@
N 100 '% '%(2.2)
onde:
'%Si mudança percentual no peso de silício
'%Mn mudança percentual no peso de manganês.
Fluxo ligado: Este fluxo possui quantidade suficiente de elementos de liga para produzir metal de
solda com eletrodo de aço carbono. É usado com arame de aço inoxidável e eletrodos em tira.
Fluxo com elementos de liga são aplicados na soldagem de aços ligados e recobrimento
superficial.
C - Classificação do fluxo com relação ao índice de basicidade (I.B.)
O índice de basicidade é a razão entre óxido metálico forte e óxido metálico fraco. O índice de
basicidade estabelecido pelo IIW (International Institute of Welding) é definido por:
) ( 2 / 1 ) ( 2 / 1 2 2 3 2 2 2 2 2 2 ZrO TiO O Al SiO FeO MnO SrO BaO O Li O Na O K MgO CaF CaO IB (2.3) onde:
Fluxos ácidos: IB< 1,0
Fluxos Semi-básicos: 1,0< IB <1,5
Fluxos Básicos: IB 1,5.
O índice de basicidade é estimado na quantidade de oxigênio contida no metal de solda e
é usado para prever as propriedades do metal de solda. Os fluxos básicos possuem menor
Uma outra maneira de classificação dos fluxos é através da composição química proposta
pela IIW, onde se apresenta oito diferentes classes, conforme mostra a Tabela 2.2 (PARANHOS;
SOUZA, 1999).
Tabela 2.2 - Classificação do fluxo para Arco Submerso segundo a composição química expressa em porcentagem mássica (PARANHOS; SOUZA, 1999).
Tipo SiO2 TiO2 Al2O3 MnO CaO MgO CaF2
Ácido
Silicato Ca 50-60 3-5 25-30 8-12 2
Alto SiO2
Neutro 30-40 10-15 0-5 25-30 10-15 5-10
Silicato Ca Básico
Silicato Ca 30-40 3-5 26-45 0-5 10-15
Baixa SiO2 Totalmente Básico
Baixo SiO2 5-12 10-15 10-15 30-40 20-30
Médio Al2O3 Básico Alumina
Básico 5-15 0-5 20-50 5-15 0-5 5-15 5-15
Alto Al2O3 Neutro
alumina 10-20 5-15 20-50 10-20 0-5 0-10
Rutilo Al2O3-TiO2
Básico 5-20 5-25 0-10 5-10 10-20 0-20
Rutilico TiO2
Ácido 30-40 0-10 35-45 0-10 0-10
Silicato Mn
O consumo teórico do fluxo é igual ao consumo do eletrodo, porém os parâmetros de
soldagem influenciam e alteram o consumo de fluxo, por exemplo, o consumo de fluxo aumenta
diretamente com a elevação da tensão de soldagem.
Os eletrodos são arames sólidos ou tubulares. Os arames sólidos são fabricados a partir de
fio-máquina e trefilados até sua dimensão final padronizada de acordo coma intensidade de
corrente. Os eletrodos são classificados de acordo com a sua composição química pelas normas
O equipamento básico para soldagem por arco submerso consiste de uma fonte de energia,
uma tocha de soldagem, um alimentador de arame, um sistema de controle, um dispositivo para
alimentação do fluxo, um par de cabos elétricos e uma garra de fixação do cabo a peça. A Figura
2.6 mostra o desenho esquemático utilizado para arco submerso (RAMALHO; JÚNIOR, 1997).
Figura 2.6 - Esboço do processo de soldagem com arco submerso (RAMALHO; JÚNIOR, 1997).
A fonte de energia utilizada para este processo pode ser corrente contínua ou alternada. A
tocha de soldagem consiste de um bico de contato deslizante, de cobre e ligas, um sistema para
fixação do cabo de saída da fonte e um suporte isolante. O bico de contato deve ser adequado
para cada diâmetro de arame a ser utilizado.
O conjunto alimentador de arame consiste de um suporte para a bobina de arame utilizada
para soldagem, um motor de corrente contínua com controlador de velocidade e um conjunto de
roletes que servem para fazer a alimentação e auxiliar o desempeno do arame. O sistema de
controle permite o ajuste dos diversos parâmetros de soldagem, como por exemplo: velocidade de
corrente e tensão de soldagem. Estes vários controles podem estar em único painel, ou espalhados
elementos de soldagem.
Os cabos elétricos são chamados de cabos de soldagem quando transportam a corrente
elétrica da fonte de energia ao porta eletrodo e cabo de retorno, quando levam a corrente da peça
de trabalho para a fonte de energia. É necessária que os cabos sejam cobertos por uma camada de
material isolante e resistente a abrasão, a sujeira e a um ligeiro aquecimento que se deve a
resistência e a passagem de corrente elétrica. Os diâmetros dos cabos dependem basicamente da
corrente de soldagem, do ciclo de trabalho do equipamento e do comprimento total dos cabos do
circuito.
2.4 Microestrutura de solda
Independentemente de qual seja a região crítica do cordão de solda (metal base, zona
termicamente afetada ZTA ou o metal de adição), vários trabalhos tecnológicos e científicos
foram e ainda está sendo desenvolvido com o propósito de determinar qual seria o melhor
binômio estrutura - propriedades mecânicas . Recentemente, a estrutura ferrítica acicular tem sido
apontada como a microestrutura que melhor possibilita ótimos níveis de tenacidade sem que haja
significativas perdas de resistência mecânica.
A região que envolve o cordão de solda normalmente apresenta uma microestrutura
complexa, com várias morfologias e fases dispersas. Esta região pode ser subdividida em três
zonas (DALLAN; DAMKROGER, 1993):
Não afetada termicamente- constituída pelo metal base (chapa), apresenta a microestrutura típica
dos produtos laminados destinados para esta aplicação. No caso dos aços, ferrita e perlita são
Afetada termicamente (ZTA)- constituída pela alteração da microestrutura do metal base pelo
ciclo térmico de soldagem. A energia fornecida é suficiente para promover a austenitização e/ou
dissolução de fase, além do crescimento de grão. Com o resfriamento subsequente, a austenita
formada pode ser transformada em compostos como ferrita não poligonal, bainita ou martensita.
Zona de fusão- é constituída pelo volume fundido de metal base e de adição , cuja composição
química obviamente é diferente daqueles materiais que a originaram. Durante a soldagem esta
região geralmente é protegida por uma camada vítrea, produzida pela fusão de compostos
existentes em um fluxo. O fluxo pode, também, interferir no processo de solidificação, através da
inserção de inoculantes que favorecem a nucleação de fases de interesse tecnológico como a
ferrita acicular.
Os parâmetros de soldagem determinam a geometria final do cordão de solda, como para
altas velocidades de solda, mantendo-se constante tensão e corrente, menor será a energia de
soldagem e portanto, menor a largura do cordão de solda. Alguns trabalhos determinaram a
geometria do cordão de solda, sem a utilização de ensaios mecânicos variando-se valores de
tensão e corrente, concluindo-se que a tensão de soldagem possui grande influência na
penetração, enquanto que a velocidade possui influência significativa na largura do cordão
(LIMA, 2005). A Figura 2.7 ilustra os parâmetros geométricos D (penetração), W (largura), H
Figura 2.7 - Parâmetros geométricos do cordão de solda.
A microestrutura do metal de solda é principalmente controlada pela composição química
e a taxa de resfriamento. Um dos principais parâmetros que afetam a microestrutura do metal de
solda é a adição de elementos de liga que influenciam a microestrutura pelo aumento da
temperabilidade, por exemplo, inibindo a transformação da ferrita de contorno de grão PF(G)
pelo controle da quantidade de oxigênio no metal de solda que afetará a composição e
distribuição de inclusões não metálicas.
Para alcançar valores aceitáveis de tenacidade ao impacto em baixas temperaturas de
serviço é necessário evitar a fratura por clivagem pelo controle da microestrutura. Para os metais
de solda, isto pode ser conseguido pelo aumento da quantidade de ferrita acicular através do
controle dos elementos de liga, pelo uso de consumíveis do tipo básico para produzir soldas de
baixo oxigênio com conseqüente diminuição de volume de frações de inclusões e pelo rigoroso
controle de impurezas tais como S, Sb, e N.
Bhadeshia (2001) observou que o efeito do manganês em metais de solda na região como
depositada e regiões reaquecidas e concluiu que aumentando a quantidade de manganês, na faixa
de 0,6 a 1,8% em peso, aumenta-se a quantidade de ferrita acicular e diminui a quantidade de
região de como depositado e o refinamento das zonas reaquecidas de granulação grosseira e fina.
Verificou-se também que o pico de tenacidade é alcançado com aproximadamente 1,5% em peso
de manganês.
O aumento do teor de carbono aumenta o teor de ferrita acicular com o decréscimo da
ferrita de contorno de grão e também afeta a taxa de formação da ferrita com segunda fase
alinhada FS(A). A largura média dos grãos da austenita primária é diminuída com o aumento do
teor de carbono, aumento da quantidade de carbonetos formados, causa o refinamento das regiões
reaquecidas e aumenta a quantidade de segunda fase nas regiões reaquecidas de granulação fina.
O pico de tenacidade ao impacto foi conseguido com a combinação de 0,07% em peso de
carbono e 1,4% em peso de manganês.
O níquel age de maneira similar ao manganês e assim, tem um grande efeito sobre a
temperabilidade. O aumento da quantidade de níquel causa um aumento progressivo na ferrita
acicular, à custa da ferrita primária PF(G). O pico de tenacidade é deslocado de um teor de Mn de
1,4 para 0,6% em peso, quando até 3,5% em peso de níquel é adicionado.
Na região como depositada, o aumento do teor de molibdênio inicialmente aumenta a
acicuralidade e progressivamente diminui a fração volumétrica da ferrita intergranular PF(G). No
último estágio, a ferrita acicular inicial é substituída pela ferrita com segunda fase alinhada
FS(A).
O silício é encontrado em metais de solda devido a grandes quantidades de SiO2 e
silicatos usados como constituintes dos fluxos. Com o aumento do teor de silício no metal de
solda, o teor de oxigênio diminui e a quantidade de ferrita acicular AF nas regiões como
depositada aumenta. Para metais de solda com baixos teores de manganês (0,6% em peso) o
PF(G) e da ferrita com segunda fase alinhada FS(A). Para altos teores de manganês (1,4% em
peso), a fração volumétrica da ferrita acicular mantém-se praticamente constante.
Assim como para o silício e o titânio, o alumínio tem um grande efeito na população de
inclusões, mas este elemento tende a reduzir a temperabilidade. Para metais de solda, na condição
de como depositado, o aumento do teor de alumínio diminui a fração de ferrita acicular,
primeiramente aumentando e subsequentemente diminuindo. A quantidade de ferrita de contorno
de grão PF(G) mantém-se relativamente constante e a mudança no teor de ferrita acicular é
compensada pela ferrita FS(A). O alumínio tem ação desoxidante, pois reduz o teor de oxigênio,
formando inclusões.
O boro melhora a temperabilidade quando mantido em solução na austenita, mas na forma
de nitretos ou carbetos reduz a temperabilidade, já que as partículas parecem induzir a nucleação
de ferrita de contorno de grão PF(G).
O grau de acicularidade com adição de nióbio é aumentado. No entanto, o nióbio segrega
para o contorno de grão durante a solidificação e isto causa uma alta temperabilidade local e a
formação de redes isoladas de martensita. Os níveis de nióbio devem ser mantidos o mais baixo
possível, uma vez que ele parece ser deletério à tenacidade devido a formação de carbonitretos.
A adição de vanádio causa o aumento da quantidade de ferrita acicular nas regiões como
depositada à custa das ferritas PF(G) e FS(A) e também promove o refinamento dos grãos nas
regiões reaquecidas de granulação fina pós-solda.
O nitrogênio é conhecido por ter forte efeito prejudicial na tenacidade das soldas. Atuando
conjuntamente com o boro, o níquel aumenta a temperabilidade e não tem forte influência no
desenvolvimento microestrutural quando na ausência de adições de boro. Se o boro estiver
transformar-se em ferrita acicular, ao invés de PF(G)e FS(A). O nitrogênio pode transformar-ser combinado com titânio
para formar nitretos, em vez de óxidos de titânio, que são nucleantes efetivos da ferrita acicular.
O zircônio é um dos principais elementos estabilizadores da ferrita, pode ser encontrado
na forma de óxido (ZrO2) denominado zircônia, possui ponto de fusão de aproximadamente
2700˚C e densidade de 5680 kg.m-3 ou também na forma de silicato denominado zirconita
Zr[SiO4], cuja estrutura cristalina é tetragonal.
2.4.1 Decomposição da austenita
Durante o resfriamento do metal de solda a austenita torna-se instável e decompõe-se em
novos constituintes que dependem da taxa de resfriamento e da composição química. Quando a
taxa de resfriamento é elevada, o processo de transformação deixa de ser difusional e a austenita
se transforma em martensita, por cisalhamento, sendo possível que alguma porcentagem de
austenita continue estável a temperatura ambiente Nos aços C-Mn, que apresentam um limite de
escoamento entre 350-550 MPa o processo no qual a austenita se decompõe sob resfriamento
contínuo pode dar origem a diferentes morfologias de ferrita. Estas morfologias consistem em
alguma combinação de ferrita de contorno de grão PF(G), ferrita com segunda fase alinhada e
ferrita acicular, que geralmente abrange uma distribuição de outras fases finais tais como
austenita retida e martensita. Nos metais de solda com alta resistência e baixo carbono, com
tensão de escoamento superior a 650 MPa, decomposição da austenita resulta em ferrita acicular,
bainita e martensita de baixo carbono (BRAZ, 1999).
Usando microscópio ótico, alguns trabalhos sugeriram uma classificação dos constituintes
Internacional de Soldagem. A Tabela 2.3 identifica as diversas morfologias da ferrita e suas
respectivas nomenclaturas. As Figuras 2.8 até 2.13 ilustram as morfologias da ferrita descritas
anteriormente na Tabela 2.3.
Tabela 2.3 - Microconstituintes ferrita e carbonetos na soldagem de aço de baixa liga
(DALLAN; DAMKROGER, 1993).
Microconstituintes Outros termos usados na literatura. Descrição Figuras
Ferrita de contorno de grão. PF (G)
Ferrita alotriomórfica;Ferrita intergranular,Ferrita pro-eutetóide,
Ferrita Primária.
Ferrita proeutetóide que cresce longitudinalmente
anterior a austenita de contorno de grão. Pode ser
equiaxial ou poligonal e pode ocorrer nos veios.
2.8
2.11.
Ferrita poligonal (PF) Ferrita Primária .
Ferrita poligonal que não está associada ao contorno
de grão da austenita. 2.9
Ferrita com segunda fase alinhada FS (A)
Ferrita alinhada com
martensita/austenita/carbonetos(MAC)
; Ferrita de Widmanstatten Ferrita com placas laterais 2.12
Ferrita com segunda fase não alinhada
FS (NA)
Ferrita com segunda fase mais não
alinhada FS (NA) Ferrita com distribuição de microfases ou ferrita de placas laterais.
2.10
Ferrita/Carbonetos
agregados (FC) carbonetos(incluindo perlita lamelar) Ferrita-agregados Ferrita fina/estrutura de carbonetos, incluindo a perlita
2.11
Ferrita acicular (AF) Plaquetas de ferrita intragranular; Ferrita intragranular fina;
Pequenos grãos de ferrita não ligados encontrados
dentro dos grãos de austenita
2.8 2.9 2.11
Austenita (A) Austenita Retida
Solução sólida de carbono no ferro gama e apresenta
estrutura de grãos poligonais irregulares.
2.13.
Martensita (M) colônias de martensita adjacentes as ferritas laterais
Figura 2.8 - Fotomicrografia do metal de solda, destacando ferrita acicular (AF) formada intragranularmente e ferrita primária (GF), ataque Nital.
(LINNERT,1994)
Figura 2.9-Fotomicrografia do metal de solda,destacando a ferrita primária (PF)formada nos contornos de grão da austenita, ferrita acicular (AF) e pequena quantidade de perlita (P), ataque
Figura 2.10-Fotomicrografia do metal de solda, mostrando em detalhe ferrita com segunda fase não alinhada (NAC). (LINNERT,1994)
Figura 2.11 - Fotomicrografia do metal de solda mostrando vários constituintes microestruturais: ferrita e carbonetos (FC), ferrita primária (GF), perlita (P), ferrita acicular (AF), ataque Nital.
Figura 2.12 - Fotomicrografia do metal de solda, no destaque a ferrita de segunda fase alinhada (AC), este constituinte tem sido encontrado na martensita, austenita e carbonetos entre as lamelas
de placas laterais de ferrita, ataque Nital. (LINNERT,1994)
Figura 2.13-Fotomicrografia do metal de solda, neste caso utilizou-se solução de picral a 4%, onde pode-se observar fases retidas de austenita e martensita. (LINNERT,1994)
A Figura 2.14 apresenta a morfologia típica observada em microscopia ótica para a ferrita
(a) (b)
Figura 2.14 – (a)-Aspectos típicos das ferritas acicular. (b) e ferrita com segunda fase alinhada
FS(A) .
2.4.2 Ferrita acicular
A ferrita acicular é um microconstituinte gerado pelo cisalhamento da matriz austenítica e
pela difusão do carbono para a austenita remanescente. A presença de inclusões intragranulares
pode ser apontada como a principal causa da formação da ferrita acicular e se deve a três fatores
(BHADESHIA, 2001):
x atuando como substrato para a nucleação da ferrita acicular há a destruição de parte da
interface austenita-inclusão, o que reduz a energia interna do sistema;
x o estabelecimento de uma orientação cristalográfica da ferrita com a austenita e a inclusão
promove a formação de uma nova interface de baixa energia;
x mudanças locais de composição química incrementam a força motriz para a
Entretanto, a eficácia das inclusões como sítios preferenciais para nucleação é um assunto
complexo, que aparentemente independe do tamanho da partícula pois este substrato é
consideravelmente energicamente menos favorável que a nucleação nos contornos de grão
austeníticos, mas significativamente mais atuante que a possibilidade de nucleação homogênea.
As plaquetas de ferrita acicular nucleiam heterogeneamente em pequenas inclusões não
metálicas e crescem em diferentes direções. A estrutura ferrítica possui forma de agulha, cujo
tamanho é de aproximadamente de 10 Pm de comprimento e 1 Pm de espessura.
Um metal de solda depositado contém aproximadamente 1018m-3 inclusões de tamanhos
maiores que 0,5 Pm, com tamanho médio de 0,4Pm distribuídos através da microestrutura. O
oxigênio contido no metal de solda reage com fortes elementos desoxidantes, tais como silício,
alumínio e titânio formando as inclusões. Dependendo da natureza das inclusões, estas
promovem a nucleação intragranular de plaquetas de ferrita acicular e conseqüente aumento da
tenacidade sem comprometer a resistência mecânica do material. As inclusões também são
responsáveis pela nucleação de vazios durante a fratura dúctil ou nucleação de trincas por
clivagem durante a fratura frágil. A microestrutura da inclusão é importante, por exemplo, no
metal de solda de um processo de arco submerso onde existem partículas não metálicas com
núcleo de nitreto de titânio encapsuladas por outras fases contendo óxidos de silício, manganês e
alumínio com uma fina linha de sulfeto de manganês cobrindo em parte a superfície das inclusões
(HONEYCOMBE; BHADESHIA, 1995).
O crescimento do grão austenítico, cuja força motriz é a redução de energia interfacial
criada pelo contorno de grão é de fundamental importância para o mecanismo de crescimento da
ferrita acicular. O refino deste grão pode ser obtido através de partículas como carbonitreto de
em altas temperaturas. No entanto não se pode afirmar que os refinos dos grãos austeníticos
favoreçam a formação da ferrita acicular, pois esta não nucleia-se nos contornos de grão onde os
sítios de nucleação são mais favoráveis do que no interior do grão. A Figura 2.15 ilustra
esquematicamente como o aumento do tamanho de grão austenítico contribui para formação e
crescimento do microconstituinte acicular. Esta teoria explica algumas observações feitas em
soldas onde tanto na ZTA como na zona de fusão possuem grandes tamanhos de grãos
austeníticos. Quando aços com inclusões apropriadas são soldados, a razão de ferrita acicular
para bainita é maior na ZTA próximo ao contorno de grão da zona de fusão onde o tamanho de
grão austenítico é máximo. Outra forma de se atenuar o efeito do refino de grão sobre a ferrita
seria a adição de boro (30 ppm) ao aço, o que proporcionaria uma segregação que inibiria a
nucleação heterogênea nos contornos de alto ângulo.
Figura 2.15 - Favorecimento da formação da ferrita acicular com aumento de grão austenítico, que reduz potencialmente a nucleação da bainita nesses sítios (HONEYCOMBE; BHADESHIA,
1995).
As zonas aciculares e bainíticas não possuem uma transição bem definida, logo, se houver
Esta reação decresce com o aumento da temperatura na direção de formação da bainita superior
Bs (HONEYCOMBE; BHADESHIA, 1995).
O mecanismo de formação da ferrita acicular como já foi descrito acima é similar ao da
bainita, porém em todas as fases pode haver inclusões onde há nucleação de ferrita de segunda
fase que surge quando não há difusão dos átomos de ferro existentes na matriz. Em termos de
propriedades mecânicas este microconstituinte não é desejável na solda, especialmente porque o
comprimento das placas de ferrita é significativo em relação ao tamanho de grão e constitui um
trajeto preferencial para a propagação de trincas. A Figura 2.16 ilustra agulhas ferrita acicular
num aço soldado.
Figura 2.16 - Micrografia eletrônica de transmissão de réplicas de extração em filme de carbono, identificando as agulhas de ferrita acicular num aço soldado. (BHADESHIA, 2001):
Inclusões não-metálicas presentes nos aços possuem uma composição complexa, cujas
características são consideradas nocivas às propriedades mecânicas, pois as inclusões agem na
Entretanto, a função de algumas inclusões finas como inoculantes tem atraído muita
atenção nestes últimos anos. O termo inoculante implica que certas inclusões dispersas no aço
possam providenciar sítios com grande potencial de nucleação heterogênea de ferrita
intragranular durante transformação de austenita-ferrita. Uma idéia comum consiste em que
elementos com grande potência de nucleação tenham retículo cristalino que combine com a
ferrita. Podendo existir assim uma reprodução da orientação da relação entre nucleação de
inclusões e plaquetas de ferrita (HONEYCOMBE; BHADESHIA, 1995).
Existem várias inclusões não-metálicas com potencial de nucleação da ferrita acicular, tais
como o óxido de titânio Ti2O3, SiO2, Al2O3, silicatos de manganês como MnO.SiO2, MnS, TiN e
VN. Entretanto a potencialidade de algumas inclusões ainda é contestada, pois algumas inclusões
não-metálicas encontradas em aços comerciais usualmente consistem de diversas misturas
cristalinas e/ou fases amorfas que dificultam na identificação da fase específica responsável pela
nucleação da ferrita acicular.
Há potencialidade nas várias inclusões e precipitados como: SiO2, MnO.Sio2, MnS,
Al2O3, Ti2O3 e VN como nucleadores da ferrita acicular. Entre eles, SiO2, MnO.SiO2, Al2O3 TiN
MnS foram considerados inertes na nucleação da ferrita intragranular abaixo das condições
experimentais. Partículas de Ti2O3 com manganês contido no aço foi o nucleador mais efetivo de
ferrita intragranular, entretanto partículas de Ti2O3 com manganês disperso no aço não foram
efetivos na nucleação. O MnS e Al2O3 com alta quantidade de nitrogênio e vanádio contida no
aço são aparentemente nucleadores de ferrita intragranular (BHADESHIA, 2001):
Óxidos de titânio como (TiO, Ti2O3 e TiO2) são potentes nucleadores da ferrita acicular, o
alumínio é um forte agente oxidante tanto como o titânio, onde a alumina forma-se primeiro
seguida da formação da titânia que pode formar-se como revestimento nas partículas de alumina.
Para formação dos óxidos de titânio a concentração de alumínio deve ser mínima, caso
contrário não haverá formação deste óxido ainda que haja adição de titânio no aço. O oxigênio
pode ser consumido na zona de fusão pelo excesso de alumínio, impedindo a formação do óxido
de titânio desejável. Uma solução seria a diminuição da quantidade de alumínio sem alteração na
quantidade de óxido de titânio presente. O alumínio também influencia no tamanho das inclusões
não-metálicas que pode ser modificado com pequeno aumento na concentração deste elemento.
O nitreto de titânio é frequentemente o primeiro a precipitar-se na fase líquida e é também
considerado nucleante efetivo, mas é menos estável termodinamicamente em altas temperaturas
quando comparado ao Ti2O3.
Uma substância formada pelo enxofre como sulfeto de manganês (MnS) algumas vezes
tem ação de agente de nucleação de sítios heterogêneos. Utilizando-se um aço contendo 0,07% de
enxofre e 0,1% de vanádio produz-se finas partículas de MnS obtidas de sucessivas precipitações
de nitreto de vanádio, carboneto de vanádio e finalmente ferrita poligonal intragranular PF(I). Por
outro lado, em alguns trabalhos os nitretos têm alcançado a nucleação da ferrita através do
mecanismo de ajuste cristalográfico. Os sulfetos estimulam sozinhos a formação da ferrita, assim
nos aços que contém titânio encontram-se precipitados MnS que estimulam a nucleação de ferrita
acicular. A fração de ferrita acicular decresce quando a fração de enxofre é menor que 0,001%.
(HONEYCOMBE; BHADESHIA, 1995).
O fósforo é uma impureza que raramente é acrescentada nos aços, pois sabe-se da
tendência que este elemento possui em fragilizar os contornos de grão. Sua concentração é
usualmente mantida abaixo de 50ppm, mas em soldas a concentração média pode exceder
100ppm e durante a segregação na solidificação induzida pode exceder para 500ppm. Isto pode
alterar a transformação cinética e consequentemente influenciar no desenvolvimento da ferrita
Durante a solidificação da solda, o fósforo segrega-se entre as células de ferrita-į, quando
a solidificação está completa a ferrita- į transforma para austenita a qual nucleia
heterogeneidadesį/į no contorno de grão.
Alguns trabalhos sugerem que o contorno de grão da austenita coincide com regiões ricas
em fósforo que então estimulam a formação da ferrita acicular, caso contrário ocorre crescimento
das placas de ferrita nos contornos de grão consumindo a maioria da austenita impedindo a que a
ferrita acicular tenha chance de se desenvolver.
A austenita nos contornos de grão não é coincidente com regiões de fósforo por muito
tempo o que causa a formação da ferrita de Widmanstatten.
O nitrogênio é rigorosamente controlado nos aços nas concentrações entre 20 e 120ppm,
pois causa detrimento da tenacidade. Alguns estudos sugerem que nitrogênio não influencia na
formação da ferrita acicular. Entretanto, outros sugerem mudanças significativas devido à
presença do nitrogênio, por exemplo, em pequenas concentrações nos aços ferríticos
influenciando na transformação Ȗ-Į através de interações cinéticas com fases contendo inclusões.
Na prática, o efeito do nitrogênio no metal de solda deve ser considerado junto do titânio
e do boro, ambos na forma de nitretos. Aparentemente o nitrogênio na ausência do boro não
causa efeito no desenvolvimento da microestrutura. O boro é adicionado para inibir a formação
da ferrita primária a partir dos contornos de grão da austenita e, consequentemente, promover a
formação da ferrita acicular. Alguns estudos indicam que a presença de 100 a 300ppm de Ti e de
10 a 30ppm de B no metal de solda resulta na formação de uma microestrutura constituída
basicamente de ferrita acicular, que lhe confere ótima tenacidade ao impacto, devido a que o
pequeno tamanho de grão e os contornos de alto ângulo desta natureza fazem a propagação de
trinca precisar de freqüentes mudanças de direção, levando a um maior consumo de energia. O Ti
no interior do grão austenítico. Além disso, o Ti protege parte do B do oxigênio e do nitrogênio,
permitindo que ele segregue no contorno de grão austenítico, reduzindo assim a energia de
contorno de grão e retardando a nucleação de ferrita primária PF(G). Os níveis ótimos de titânio e
de B parecem depender do teor de elementos microligantes, que aumentam a temperabilidade,
como o Mn, Ni, Mo e Cr bem como do teor de elementos não metálicos e de parâmetros e de
procedimentos de soldagem. Mais especificamente, no arco submerso, o tipo de fluxo, por
exemplo, determina a transferência de elementos de liga para o metal de solda, cuja composição
final depende também das composições químicas do arame e do metal de solda.
Paranhos e colaboradores (1999) estudaram os efeitos da adição de B e Ti ao metal de
solda através do fluxo, sobre a composição química, microestrutura e tenacidade ao impacto em
chapas de aço API5L-X70. Eles concluíram que a presença de 160ppm de titânio e 15ppm de
boro no metal de solda depositado por arco submerso levou a um aumento de 60% da fração
volumétrica de ferrita acicular, em comparação com o metal de solda sem Ti e B, e a um
refinamento da microestrutura do metal de solda reaquecido sem que houvesse uma variação
