UNIVERSIDADE FEDERAL DO CEARÁ CENTRO DE TECNOLOGIA
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA METALÚRGICA E DE MATERIAIS PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA E CIÊNCIA DE MATERIAIS
AVALIAÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS DE SOLDAGEM EM CHAPAS
PLANAS DO AÇO ESTRUTURAL ASTM A516 G70
George Luiz Gomes de Oliveira
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA METALÚRGICA E DE MATERIAIS PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA E CIÊNCIA DE MATERIAIS
AVALIAÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS DE SOLDAGEM EM CHAPAS
PLANAS DO AÇO ESTRUTURAL ASTM A516 G70
George Luiz Gomes de Oliveira
Dissertação apresentada ao Programa de Pós
Graduação em Engenharia e Ciência dos
Materiais como parte dos requisitos para
obtenção do título de Mestre em Engenharia e
Ciência dos Materiais.
Orientador: Prof. Dr. Hélio Cordeiro de Miranda
PREFÁCIO
Esta dissertação foi submetida ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia e Ciência de Materiais presente no Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais da Universidade Federal do Ceará, como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em Engenharia e Ciência dos Materiais. A exploração prática exibida foi realizada entre setembro de 2007 e dezembro de 2008, sob a orientação do Prof. Dr. Hélio Cordeiro de Miranda.
Ao longo do ano em que é comemorado o décimo quinto aniversário do Laboratório de Engenharia de Soldagem - ENGESOLDA, este trabalho, intitulado “AVALIAÇÃO DE TENSÕES RESIDUAIS DE SOLDAGEM EM CHAPAS PLANAS DO AÇO ESTRUTURAL ASTM A516 G70”, faz parte de uma série de pesquisas a ser concluída neste ano especial. Os quinze anos de ENGESOLDA é motivo de muito orgulho para todos aqueles que fazem parte desta grande família, pois, além de toda a contribuição técnica, tanto a nível nacional, quanto internacional, o ENGESOLDA tem, ao longo destes últimos anos, participado fortemente na formação do caráter profissional e pessoal de seus estudantes, contribuindo assim para o desenvolvimento do estado do Ceará e do Brasil.
A Deus, o senhor de todas as coisas, porque suas misericórdias se renovam a cada manhã (Lamentações 3:22-23).
Aos meus pais, Francisco e Socorro, pelo amor, dedicação, carinho e ensinamentos, pois cada vitória minha é deles também.
Aos meus avós, Laura e Zé Gino, que sempre torceram por mim. À Dejane por seu amor, dedicação e compreensão.
Aos meus irmãos (Carol e Edson), meus padrinhos (Roldão e Prazer), tios (José Maria e José da Paz), tias (Helena, Dudu) e primos que sempre me apoiaram e incentivaram.
Aos amigos Lúcio, Thiago e Demetrius Ricarte pela amizade e apoio em todos os momentos.
Ao orientador e amigo Dr. Hélio Cordeiro de Miranda, pela orientação, incentivo e confiança nos últimos anos, além de sua amizade e apoio.
Ao Professor Dr. Lindberg Lima Gonçalves, pelo excelente trabalho desenvolvido na coordenação do Programa de Pós-graduação em Ciência e Engenharia de Materiais.
Ao professores do Laboratório de Soldagem - ENGESOLDA, Prof. Dr. Marcelo Ferreira Motta e Prof. Dr. Jesualdo Pereira Farias, pelos grandes ensinamentos.
Aos demais professores do Programa de Pós-graduação em Engenharia e Ciência de Materiais pelos ensinamentos.
Aos Professores Dr. Joaquim Teixeira de Assis e Dr. Vladimir Ivanovitch Monin do Instituto Politécnico da UERJ, Nova Friburgo – RJ, pela imensa colaboração e apoio fornecidos durante minha estada para realização das medidas de tensões residuais.
Ao Dr. Serguey Philippov, pelas valorosas discussões e auxílios durante o desenvolvimento deste trabalho.
A todos os bolsistas e amigos do Laboratório de Engenharia de Soldagem - ENGESOLDA, em especial aos bolsistas de graduação Thiago Ferreira, Akássio e Edval, e ao aluno de mestrado George Matos pelas contribuições diretas na realização desse trabalho.
Aos amigos de turma Edvan, Everton, George Matos, Helton, Januário, Rodolfo, Sitônio e Wellison, pela ótima convivência ao longo desses anos.
A todos do Laboratório de Caracterização de Materiais/LACAM, pela utilização do laboratório.
Federal do Ceará, CE.
RESUMO
O objetivo principal desse trabalho foi avaliar o efeito do procedimento de soldagem empregado, com foco na energia de soldagem, no tipo de chanfro empregado e na técnica de soldagem utilizada, sobre o nível e a distribuição das tensões residuais resultantes em junta submetida à soldagem multipasse. Foi avaliado também o efeito da corrente e da velocidade de soldagem de forma isolada sobre estas tensões, bem como a correlação desses resultados com a microestrutura e dureza encontrada. As tensões residuais foram medidas utilizando a técnica de difração de raios-x, através de um minidifratômetro para medição em campo. As análises metalográficas foram realizadas na seção transversal da junta, através de microscopia ótica e microscopia eletrônica de varredura. Foram levantados os perfis de microdureza na seção transversal da junta. Os resultados mostraram que as tensões residuais originadas da soldagem multipasse na superfície das amostras analisadas são compressivas no metal de solda e trativas da ZAC. As tensões residuais encontradas na raiz das amostras analisadas se mostraram trativas tanto no metal de solda quanto na ZAC. A energia de soldagem apresentou uma relação não linear com as tensões residuais encontradas, sendo encontrado que o parâmetro que apresentou maior influência foi a velocidade de soldagem, o que representa um problema, pois geralmente tal parâmetro é o menos controlado nas soldagens manuais. As amostras chanfradas em meio-v foram as que apresentaram os menores níveis de tensões residuais, devido a alívios de tensão gerados por deformações plásticas geradas durante a soldagem, fato que não ocorre nas amostras chanfradas em X. A técnica da dupla camada mostrou-se uma ferramenta bastante útil à soldagem do aço ASTM A516 Gr70, pois além de promover o refinamento e revenimento da ZAC-GG das amostras soldadas, acrescentou tensões residuais compressivas ao longo de toda a superfície analisada das amostras. As microestruturas e durezas encontradas nas juntas foram bem similares para todas as amostras, sendo a ferrita acicular encontrada no metal de solda uma das prováveis causas da característica compressiva das tensões residuais encontradas.
Oliveira, G. L. G., 2008, “Welding Residual Stress Evaluation in flat samples of
structural ASTM A516 G70 steel”. M.Sc. Thesis, Federal University of Ceará, CE.
ABSTRACT
The main aim of this work was to evaluate the employed welding procedure effect on the level and profile of the final residual stresses on a multipass joint, with emphasis in the welding energy, chamfer and used welding technique. It was also evaluated the effect of the welding current and speed on these stresses, as well as it was correlated the results with microstructure and microhardness. The residual stress measurement was accomplished through X-ray diffraction, using a minidiffractometer for measurement in field. Metallographic analysis was accomplished in the transverse section of the welded joint, using optic microscopy and scanning electron microscopy. It were determined the microhardness profiles in the traverse section of the welded joint. The results showed that the multipass welding residual stresses on the surface of the analyzed samples are compressive in the weld metal and tensile in the HAZ. In the weld root, the welding residual stresses are tensile as in the weld metal as in the HAZ. The welding energy showed a non-linear relationship with the founded residual stresses and it was observed that the most influential parameter was the welding speed, what can be a trouble, since this parameter is the less controlled in manual weldings. The semi-v chamfered samples were the ones that present the fewer levels of residual stresses, due to the stress relief created by plastic deformations during the welding, what do not occur in the X chamfered samples. The double layer technique showed that it can be used in the welding of ASTM A516 Gr70 steel, because, besides promote a refinement and a drawing back of the CG-HAZ, it increased compressive residual stress in the whole surface of the analyzed samples. The founded microstructures and microhardness were similar for all samples and it has believed that the acicular ferrite founded in the weld metal was one of the the main causes for the compressive characteristics of the welding residual stresses in the joints.
ÍNDICE DE FIGURAS ... i
ÍNDICE DE TABELAS ... ...vi
1. INTRODUÇÃO E OBJETIVOS ... 1
1.1. POSICIONAMENTO DO PROBLEMA ... 1
1.2. OBJETIVOS ... 4
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 5
2.1. FLUXO DE CALOR NA SOLDAGEM ... 5
2.2. TENSÕES RESIDUAIS... 8
2.2.1. Tipos de tensões residuais ... 11
2.2.2. Tensões residuais em soldagem ... 12
2.2.2.1. Tensões residuais devido à contração no resfriamento ... 12
2.2.2.2. Tensões residuais devido ao resfriamento superficial intenso ... 14
2.2.2.3. Tensões residuais devido às transformações de fases ... 15
2.2.3. Efeito das tensões residuais ... 18
2.2.4. Métodos de alívio das tensões residuais ... 24
2.2.5. Medição de tensões residuais ... 25
2.2.5.1. Métodos destrutivos para medição de tensões residuais ... 26
2.2.5.2. Métodos não-destrutivos para medição de tensões residuais ... 29
2.3. PROCEDIMENTO DE SOLDAGEM ... 34
2.3.1. Energia de soldagem ... 34
2.3.2. Tipo de chanfro ... 35
2.3.3. Técnica de soldagem ... 36
3. MATERIAIS E MÉTODOS ... 41
3.1. MATERIAIS E EQUIPAMENTOS ... 41
3.1.1. Metal de base e consumível de soldagem ... 41
3.1.2.1. Soldagem dos Corpos de Prova ... 41
3.1.2.2. Medição das Tensões Residuais ... 43
3.1.2.3. Caracterização Microestrutural ... 43
3.2. METODOLOGIA ... 44
3.2.1. Preparação das juntas a serem soldadas ... 44
3.2.2. Soldagem dos Corpos de Prova ... 45
3.2.3. Medição das Tensões Residuais ... 50
3.2.4. Caracterização Microestrutural ... 53
4. RESULTADOS E DISCUSSÃO ... 54
4.1. DETERMINAÇÃO DA POSIÇÃO DO PICO DIFRATADO ... 54
4.2. CÁLCULO DAS TENSÕES RESIDUAIS ... 59
4.3. TENSÕES RESIDUAIS ... 63
4.3.1. Efeito da soldagem multipasse ... 63
4.3.2. Efeito da energia de soldagem ... 73
4.3.2.1. Efeito da corrente e da velocidade de soldagem ... 78
4.3.3. Efeito do tipo de chanfro ... 84
4.3.4. Efeito da aplicação da técnica da dupla camada ... 89
4.4. CARACTERIZAÇÃO METALOGRÁFICA... 94
4.4.1. Amostras soldadas utilizando o método convencional ... 96
4.4.2. Amostras soldadas utilizando a técnica da dupla camada. ... 110
4.5. CONSIDERAÇÕES FINAIS ... 113
5. CONCLUSÕES ... 115
6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 117
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 2.1. Fluxo de calor bidimensional durante a soldagem de uma chapa fina (Kou, 2002). ... 6
Figura 2.2. Fluxo de calor tridimensional durante a soldagem de uma chapa de grande espessura (Kou, 2002). ... 7
Figura 2.3. Diferentes tipos de macro e micro tensões residuais (WITHERS & BHADESHIA, 2001a). 8 Figura 2.4. Arranjo de três barras fixas nas extremidades. (a) sem aquecimento. (b) Barra 2 (central) aquecida (Modenesi, 2001). ... 9
Figura 2.5. Efeito da temperatura sobre as tensões na barra 2 (central) (Modenesi, 2001). ... 10
Figura 2.6. Tipos de tensões residuais de acordo com os diferentes tipos de escala (Withers & Badeshia, 2001). ... 11
Figura 2.7. Ilustração esquemática das mudanças de temperatura e de tensão durante a soldagem (Welding Handbook, 1987). ... 13
Figura 2.8. Distribuição típica de tensões residuais (a) transversais (σx) e (b) longitudinais (σy) em soldas de topo (Kou, 2002). ... 14
Figura 2.9. Simulação e Medição das Tensões residuais em uma amostra soldada a) AISI 1020. b) AISI 1045 ... 16
Figura 2.10. Distribuição das tensões residuais na superfície da amostra soldada: 1- longitudinal, 2- transversal. Adaptado de Assis et al (2002). ... 17
Figura 2.11. Distribuição das tensões residuais superficiais para três amostras. Adaptado de Gao et al (1998). ... 18
Figura 2.12. Exemplos de Trincas de Solidificação. (a) Trinca típica alinhada ao centro do cordão de solda em uma solda com arco submerso. (b) “Dove-wing” em uma solda com arco submerso (Svensson, 1993). ... 19
Figura 2.13. Trincas induzidas por hidrogênio. a) trinca intergranular, seguindo os contornos de grão da austenita primária. b) seção longitudinal através do metal de solda, mostrando a propagação da trinca em um ângulo de aproximadamente 45º com a direção de soldagem (Svensson, 1993). ... 20
Figura 2.14. Trinca intergranular associada ao fenômeno de corrosão sob tensão (Kuz´nicka & Junik , 2007). ... 23
Figura 2.15. Trinca transgranular associada ao fenômeno de corrosão sob tensão (Kannan et al, 2007). ... 24
Figura 2.16. Ilustração esquemática do método de remoção de camadas (Lu, 1996). ... 27
Figura 2.17. Representação esquemática da técnica do seccionamento (Soares, 2003). ... 28
Figura 2.18. Espalhamento de raios-X por planos cristalinos. ... 30
Figura 2.19. Difração em material policristalino. ... 31
Figura 2.20. Distância interplanar d0 para um corpo livre de tensões. ... 32
Figura 2.22. Efeito da variação dos parâmetros de soldagem na geometria de cordões de solda depositados com uma energia de soldagem de aproximadamente 1,8 kJ/mm (esquemático). (a) 800A,
26V e 12mm/s e (b) 125A, 26V e 1,7mm/s. (Modenesi et at., 2005). ... 35
Figura 2.23. Fluxo de calor durante a soldagem de diferentes juntas. a) topo. b) ângulo. ... 35
Figura 2.24. Distribuição das tensões residuais transversais ao longo da espessura de uma amostra soldada com multipasse (Leggatt 2008). ... 37
Figura 2.25. Distribuição de Tensões Residuais longitudinais (σL) e transversais (σT) medidas por difração de Raios-X em uma amostra soldada com multipasse em um aço ferrítico. Adaptado de Lu (1994). ... 38
Figura 2.26. Ilustração da técnica da dupla camada. (F) penetração da segunda camada. (A) penetração da primeira camada. (H) altura média da primeira camada. (R) profundidade refinada pela segunda camada. Adaptado de LANT et al, 2001. ... 39
Figura 3.1. Equipamentos necessários para execução das soldagens: a) mesa para restrição das juntas meio-V e sistema de referência de velocidade, b) Suporte de fixação e restrição para as juntas em X. ... 42
Figura 3.2. a) Preaquecimento da amostra a ser soldada. b) controle de temperatura por meio de pirômetro de contato. ... 42
Figura 3.3. Difratômetro de Raios-X portátil para medição de Tensões Residuais. ... 43
Figura 3.4. Conjunto fonte de raios-x/mesa posicionadora (UERJ). ... 44
Figura 3.5. Perfis chanfrados das juntas. a) meio-V. b) X. ... 45
Figura 3.6. Desenho técnico dos chanfros confeccionados. a) meio V, b) reto e c) K. ... 45
Figura 3.7. Soldagem dos corpos de prova utilizando o processo eletrodo revestido. ... 46
Figura 3.8. Desenho esquemático das juntas preparadas para soldagem. a) meio-V. b) X ... 46
Figura 3.9. Amanteigamento das amostras soldadas com dupla camada a), c) e e) início. b), d) e f) final. ... 48
Figura 3.10. Amostra 11 preparada para soldagem. ... 49
Figura 3.11. Execução dos passes na amostra chanfrada em X. ... 49
Figura 3.12. Disposição dos pontos onde foi feita a medição de tensões residuais na junta chanfrada em meio-V. ... 50
Figura 3.13. Disposição dos pontos onde foi feita a medição de tensões residuais na junta chanfrada em meio-X. ... 51
Figura 3.14. Montagem do difratômetro na amostra analisada. ... 52
Figura 3.15. Regiões onde os perfis de microdureza foram levantados. a) meio-V. b) X. ... 53
Figura 4.1. Espectro de raios-x medido em um ponto da Amostra 01 (ψ=0°). ... 54
Figura 4.2. Interpolação da curva de intensidade de Raios-X para o ponto 19 0° da Amostra 1 utilizando: a) Gauss, b) Lorentz, c) Pearson VII, d) PsdVoigt e e) Voigt. ... 56
Figura 4.3. Interpolação da curva de intensidade de Raios-X para o ponto 8 50° da Amostra 3
utilizando: a) Gauss, b) Lorentz, c) Pearson VII, d) PsdVoigt e e) Voigt. ... 57
Figura 4.4. Distribuição das tensões residuais na Amostra 01, para as diversas funções utilizadas. . 58
Figura 4.5. Distribuição das tensões residuais na Amostra 03, para as diversas funções utilizadas. . 59
Figura 4.6. Curvas d x sen2ψ para um mesmo ponto analisado. a) Tensão cisalhante desconsiderada. b) Tensão cisalhante considerada. Chanfro meio-V. ... 60
Figura 4.7. Curvas d x sen2ψ para um mesmo ponto analisado. a) Tensão cisalhante desconsiderada. b) Tensão cisalhante considerada. Chanfro X. ... 61
Figura 4.8. Distribuição das Tensões Residuais na Amostra 01. ... 63
Figura 4.9. Distribuição das Tensões Residuais na Amostra 02. ... 64
Figura 4.10. Distribuição das Tensões Residuais na Amostra 03. ... 64
Figura 4.11. Distribuição das Tensões Residuais na Amostra 04. ... 65
Figura 4.12. Distribuição das Tensões Residuais na Amostra 05. ... 65
Figura 4.13. Distribuição das Tensões Residuais na Amostra 06. ... 66
Figura 4.14. Distribuição das Tensões Residuais na Amostra 07. ... 67
Figura 4.15. Distribuição das Tensões Residuais na Amostra 08. ... 67
Figura 4.16. Distribuição das Tensões Residuais na Amostra 09. ... 68
Figura 4.17. Distribuição das Tensões Residuais na Amostra 10. ... 69
Figura 4.18. Ilustração do efeito da restrição no metal de solda durante o resfriamento na soldagem multipasse, sobre a geração de tensões residuais. a) metal líquido (livre de tensões). b) metal solidificado contraindo sem restrição. c) metal de solda em condições de resfriamento reais. ... 70
Figura 4.19. Soldagem com chanfro em V que favorece a flexão na amostra soldada. a) sem restrição. b) com restrição. ... 71
Figura 4.20. Perfis de Tensões Residuais em amostras soldadas com diferentes energias e mesmo valor de velocidade de soldagem. ... 73
Figura 4.21. Perfis de Tensões Residuais em amostras soldadas com diferentes energias e mesmo valor de velocidade de soldagem. ... 74
Figura 4.22. Perfis de Tensões Residuais em amostras soldadas com diferentes energias e mesmo valor de corrente de soldagem. ... 74
Figura 4.23. Perfis de Tensões Residuais em amostras soldadas com diferentes energias e mesmo valor de corrente de soldagem. ... 75
Figura 4.24. Influência da energia de soldagem de forma isolada sobre o nível de tensão residual máximo no metal de solda das amostras chanfradas em meio-V. ... 76
e a ferrita de contorno de grão - PF(G). a) 2500x. b) 5000x. Ataque Nital 2%. ... 98
Figura 4.47. Produtos de transformação da austenita. Adaptado de Bhadeshia (2001). ... 99
Figura 4.48. Natureza dos tipos de transformação: “reconstructive” (esquerda) e “displacive” (direita). Adaptado de Bhadeshia (2004)... 100
Figura 4.49. Microestruturas do metal de solda das demais amostras chanfradas em meio-V. a) Amostra 02. b) Amostra 03. c) Amostra 04. d) Amostra 05. 500x. Ataque Nital 2%. ... 101
Figura 4.50. Microestruturas do metal de solda das amostras chanfradas em X. a) Amostra 06. b) Amostra 07. c) Amostra 08. d) Amostra 09. d) Amostra 10. 500x. Ataque Nital 2%. ... 102
Figura 4.51. Principais regiões microestruturais encontradas nas amostras soldadas chanfradas em meio-V. a) GG com maior gradiente térmico. b) GG com menor gradiente térmico. c) ZAC-GF. d) ZAC intercrítica. 1000x. Ataque Nital 2%. ... 103
Figura 4.52. Ampliaçãoda região em destaque apresentada na Figura 4.51a. a) 2500x. b) 5000x. Ataque Nital 2%. ... 104
Figura 4.53. Microestruturas da ZAC-GG das demais amostras soldadas em meio-V. a) Amostra 02. b) Amostra 03. c) Amostra 04. d) Amostra 05. 1000x. Ataque Nital 2%. ... 105
Figura 4.54. Microestruturas da ZAC-GG das amostras chanfradas em X. a) Amostra 06. b) Amostra 07. c) Amostra 08. d) Amostra 09. e) Amostra 10. 1000x. Ataque Nital 2%. ... 106
Figura 4.55. Ampliação da região predominante na ZAC-GG das amostras chanfradas em X. a) 2500x. b) 5000x. Ataque Nital 2%. ... 107
Figura 4.56. Perfis de microdureza no lado chanfrado das amostras chanfradas em meio-V. ... 108
Figura 4.57. Perfis de microdureza no lado reto das amostras chanfradas em meio-V. ... 108
Figura 4.58. Perfis de microdureza das amostras chanfradas em X. ... 109
Figura 4.59. Microestruturas encontradas nas Amostras 11. a) metal de solda (500x). b) interface dupla camada - ZAC (500x). c) ZAC-GF (1000x). d) ZAC intercrítica (1000x). Ataque Nital 2%. ... 110
Figura 4.60. Perfis de microdureza para as amostras soldadas com e sem a aplicação da técnica da dupla camada. a) meio-V. b) X. ... 111
Figura 4.61. Regiões não refinadas. a) ZAC-GG com formação de FS (UB), 1000x. b) ZAC-GG sem transformações adifusionais, 1000x. Ataque Nital 2%. ... 112
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 3.1. Composição química do metal de base utilizado. ... 41
Tabela 3.2. Composição química do metal de adição utilizado. ... 41
Tabela 3.3. Parâmetros de soldagem utilizados no trabalho. ... 47
Tabela 3.4. Amostras soldadas para a análise da técnica da dupla camada. ... 48
Tabela 3.5. Parâmetros de soldagem utilizados durante o amanteigamento dos corpos de prova soldados com dupla camada. ... 48
Tabela 4.1. Efeito dos parâmetros de soldagem sobre a microestrutura do metal de solda, adaptação (Savage 1968). ... 81
Tabela 4.2. Mudança de forma devido à transformação. Adaptado de Handbook of residual stress and deformation of steel (2002). ... 100
Introdução e Objetivos
1. INTRODUÇÃO E OBJETIVOS
1.1. Posicionamento do problema
Atualmente, a soldagem é um dos processos de união e revestimento mais utilizados nos diversos ramos industriais, tanto em etapas de fabricação quanto em atividades de manutenção.
Mudanças estruturais e metalúrgicas nas juntas soldadas acontecem em resposta à distribuição de temperatura não-uniforme imposta pelo ciclo térmico de soldagem. Essas mudanças podem comprometer consideravelmente a integridade estrutural dos diversos componentes soldados, por meio de tensões residuais e distorções que podem acarretar na falha prematura da estrutura.
Quando trativas, as tensões residuais podem levar a níveis de tensões pontuais elevadas em regiões de baixa tenacidade, iniciando a nucleação de trincas que podem ser propagadas por baixas tensões aplicadas ao componente soldado durante trabalho. Além disso, tensões residuais contribuem para a falha por fadiga e por corrosão, baixando consideravelmente a vida útil de estruturas soldadas quando submetidas a esses fenômenos. Desta forma, para a maioria dos casos, o nível de tensões residuais deve ser minimizado, reduzindo assim seus efeitos nocivos, principalmente para materiais mais duros e com menor tenacidade.
Vários são os fatores que influenciam o nível de tensões residuais em soldagem, entre eles pode-se destacar: o processo de soldagem utilizado, o tipo de chanfro, o tipo de junta, o material a ser soldado, a energia de soldagem, a técnica de soldagem empregada, etc.
Capítulo I – Introdução e Objetivos
2
Contudo, deve ficar claro que não existe relação entre os níveis de distorção e de tensão residual presentes em uma junta soldada, desta forma, a existência de níveis baixos de distorção em uma junta não necessariamente acarreta em níveis baixos de tensão residual. Além disso, uma relação entre as tensões residuais resultantes e o tipo de chanfro empregado em uma junta soldada ainda não é bem caracterizada.
A utilização de tratamentos térmicos pós-soldagem (TTPS) pode minimizar os níveis de tensões residuais em uma junta soldada. No entanto, o emprego dos mesmos acarreta em custos diretos e indiretos para o equipamento soldado, além de muitas vezes a aplicação destes tratamentos não ser possível devido a limitações físicas.
Uma alternativa para redução dos níveis finais das tensões residuais de soldagem, sem a necessidade de TTPS, seria a utilização de estratégias de controle destas tensões através do procedimento de soldagem empregado. Dentre estas estratégias, destacam-se o emprego adequado da energia de soldagem e a técnica de soldagem adotada.
A energia de soldagem possui grande importância porque afeta o fluxo de calor na junta e, por conseqüência, modifica variáveis diretamente ligadas ao estado final de tensões residuais da mesma, tal como a velocidade de resfriamento. Todavia, a energia de soldagem pode ser ajustada tanto por meio do controle da potência (tensão e, principalmente, corrente de soldagem) quanto por meio da velocidade de soldagem. Estas diferentes formas de ajustes modificam os efeitos da energia de soldagem sobre a junta, o que leva a acreditar que as diferentes formas de ajuste da energia podem influenciar de formas distintas as tensões residuais resultantes na junta.
Em segundo lugar, a utilização de técnicas de soldagem que minimizem efeitos microestruturais nocivos (regiões fragilizadas, por exemplo) produzidos durante a soldagem de uma determinada junta, pode ser também uma boa opção para o controle das tensões residuais geradas, pois mesmo que estas tensões venham a ser da mesma magnitude das geradas pela utilização de uma técnica de soldagem convencional, o efeito microestrutural benéfico produzido pela técnica já garante um incremento positivo na resistência à fissuração da junta.
Dentre as técnicas de soldagem que possuem eficácia comprovada na redução de regiões frágeis e de elevada sensibilidade à fissuração, destaca-se a técnica da dupla camada.
junta. O conhecimento do efeito da aplicação desta técnica sobre as tensões residuais geradas pode, além de diminuir a sensibilidade à fissuração da junta, auxiliar no controle do estado de tensões final da mesma, aumentando consideravelmente a confiabilidade e a integridade estrutural do componente soldado.
Capítulo I – Introdução e Objetivos
4
1.2. Objetivos
De acordo com o que foi exposto, esse trabalho tem por objetivos:
• avaliar o efeito do procedimento de soldagem empregado, com foco na energia de soldagem, no tipo de chanfro empregado e na técnica de soldagem utilizada, sobre o nível e a distribuição das tensões residuais resultantes em junta submetida à soldagem multipasse;
• avaliar o efeito da soldagem multipasse sobre a dureza e a microestrutura final do aço estrutural ASTM A516 Gr70, bem como uma possível relação entre estas propriedades e as tensões residuais presentes.
Capítulo II
Revisão Bibliográfica
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Na grande maioria dos processos de soldagem as juntas soldadas são submetidas a aquecimentos localizados, que são responsáveis por distribuições não uniformes de temperatura. Estas, por sua vez, são a principal fonte da geração destas tensões residuais.
Muitos são os fatores que podem influenciar diretamente as tensões residuais em uma junta soldada, de modo que um adequado conhecimento dos mesmos, bem como sua previsão, pode ajudar no controle destas tensões.
Alguns tópicos considerados mais importantes serão discutidos a seguir e servem como base teórica para as discussões posteriormente levantadas.
2.1. Fluxo de calor na soldagem
As condições térmicas no metal de solda e sua vizinhança devem ser mantidas dentro de limites especificados para controlar a estrutura metalúrgica, as propriedades mecânicas, as tensões residuais e as distorções que são resultado da operação de soldagem. Nesse contexto, são de interesse particular: a taxa de solidificação do metal de solda, a distribuição da temperatura de pico na zona afetada pelo calor (ZAC), as taxas de resfriamento no metal de solda e na ZAC e a distribuição de calor entre o metal de solda e a ZAC (Welding Handbook, 1987).
A equação básica que rege a distribuição de temperatura em determinada junta soldada é a equação da difusão de calor (Equação 2.1). No entanto devido a alguns elementos complicadores como: condições de contorno, distribuição complexa da fonte de calor, variação das propriedades físicas com a temperatura, movimentação da fonte de calor e principalmente a dependência do tempo para todos os processos, a solução analítica dessa equação é demasiadamente complexa.
ρ
⎜
⎛
∂
⎟
⎞
= +
∂
⎛
⎜
∂
⎟
⎞
+
∂
⎛
⎜
∂
⎟
⎞
+
∂
⎛
⎜
∂
⎞
⎟
∂
∂
∂
∂
∂
∂
∂
⎝
⎠
⎝
⎠
⎝
⎠
⎝
⎠
p
T
T
T
T
c
Q
k
k
k
Capítulo II – Revisão Bibliográfica 6
onde: k é a condutividade térmica do material [W/m.K];
T é a temperatura [K];
ρ é a massa específica do material;
cP é o calor específico à pressão constante do material;
t é o tempo;
Q é o calor líquido gerado internamente no sólido por unidade de tempo e de volume [W/m3].
De forma a solucionar analiticamente a Equação 2.1 e obter assim a distribuição de temperatura em soldagem, Rosenthal admitiu as seguintes simplificações (Kou, 2002):
• fluxo de calor estacionário;
• fonte de calor pontual;
• calor latente de fusão desprezível;
• propriedades térmicas constantes;
• perda de calor das superfícies da peça desprezíveis;
• nenhuma convecção na poça de fusão.
Por meio dessas simplificações Rosenthal obteve a solução analítica da equação de difusão de calor aplicada à soldagem tanto para chapas finas quanto para espessas. Para o caso de chapas finas (Figura 2.1), Rosenthal considerou o fluxo de calor bidimensional e a variação de temperatura ao longo da espessura desprezível devido à pequena espessura da chapa. A distribuição de temperatura (Equação 2.2) para esse caso é mostrada abaixo.
Figura 2.1. Fluxo de calor bidimensional durante a soldagem de uma chapa fina (Kou, 2002). Fonte de energia
Velocidade de
Soldagem Poça de Fusão
π
α
α
−
=
⎛
⎞ ⎛
⎞
⎜
⎟ ⎜
⎟
⎝
⎠ ⎝
⎠
0
0
2 (
)
exp
2
2
T
T kg
Vx
Vr
K
Q
(Equação 2.2)
Para o caso de chapas espessas (Figura 2.2), a solução analítica de Rosenthal é mostrada abaixo na Equação 2.3.
Figura 2.2. Fluxo de calor tridimensional durante a soldagem de uma chapa de grande espessura (Kou, 2002).
π
α
−
=
⎛
−
−
⎞
⎜
⎟
⎝
⎠
0
2 (
)
(
)
exp
2
T
T kR
V R
x
Q
(Equação 2.3)
onde: R = (x2+y2+z2)1/2
A solução de Rosenthal determina com sucesso a distribuição de temperatura distante da fonte de calor, mas não funciona satisfatoriamente para a determinação das temperaturas próximas à fonte de calor.
Prever o histórico térmico de uma determinada junta soldada significa prever também características importantes após a operação de soldagem, características essas como: microestrutura resultante da junta, geometria do cordão de solda e distribuição de tensões residuais. As tensões residuais estão associadas a alguns tipos de falha que ocorrem frequentemente em estruturas soldadas e serão abordadas em tópicos seguintes.
Velocidade de Soldagem
Fonte de energia
Capítulo II – Revisão Bibliográfica 8
2.2. Tensões residuais
Tensões residuais são aquelas que permanecem no material quando todas as solicitações externas são removidas. Essas tensões também chamadas de tensões internas aparecem frequentemente em materiais submetidos a diferentes processamentos térmicos ou mecânicos, entre eles: soldagem, usinagem, laminação, forjamento, fundição, dobramento, etc (Welding Handbook, 1987).
Tensões residuais podem ser classificadas pela causa (termicamente ou mecanicamente), pela escala na qual elas estão auto-equilibradas, ou segundo o método pelo qual elas são medidas. Como pode ser visto na Figura 2.3, essas tensões são originadas por desajustes em diferentes regiões. Em muitos casos, esses desajustes abrangem grandes distâncias, por exemplo, aqueles causados pela deformação plástica não-uniformes de uma barra fletida. Elas também surgem através de elevados gradientes de temperatura, por exemplo, aquelas causadas durante tratamentos térmicos ou soldagem (
Withers & Bhadeshia, 2001a)
.Figura 2.3. Diferentes tipos de macro e micro tensões residuais (WITHERS & BHADESHIA, 2001a).
Para tensões residuais com origem térmica, uma analogia com um arranjo de três barras presas em suas extremidades (Figura 2.4a) é um bom caminho para se melhor entender o mecanismo de formação das tensões. Quando um metal é aquecido uniformemente, sob condições controladas, o mesmo sofre uma expansão uniforme, não ocorrendo nesse caso a formação de tensões. Por outro lado, se o material é submetido a
Macrotensões Microtensões
Martelamento Tensões térmicas
Tensões de carregamento
Flexão Tensões de transformação
Soldagem
Tensões intergranulares
um g Figur indep no m restr dese extre Figu acom (cent não mant defor 2 tor o au deter pass cada sofre quan gradiente t ra 2.4b, o pendente d material. Co
ingida pela envolviment emidades.
ura 2.4. Arra
A evolu mpanhada n
tral) é subm são suficie tém seu c rmações el rna-se mais mento da t rminada tem sa a experim a vez mais b eu deformaç ndo retornar
érmico, co nde a Bar as outras d om o aque a ação da to de tensõ
anjo de três
ução das t na Figura 2 metida a um
entes para omprimento ásticas. À m intensa, am temperatura mperatura n mentar defo baixos com ção plástica r a tempera
m um aqu rra 2 (cent duas barras ecimento, a as barras d
ões compre
s barras fixa (central) a
tensões du 2.5. Ao long m estado de
causar de o original, medida que mplificando a a tensão na qual a te
ormações p m o aumento a, o seu co atura ambien
uecimento n tral) é aqu , tensões té a Barra 2 t
das extrem essivas na
as nas extre aquecida (M
urante o a go do aquec e tensões e eformações tem-se qu e a tempera
os níveis d de escoam ensão seja s
permanente o da tempe
mprimento nte.
não-uniform uecida a p érmicas e d tenderá a s midades (B Barra cent emidades. ( Modenesi, 2 aqueciment cimento (tre elásticas, um permanen e a dilataç atura aume das tensões mento dimin
superior a te es, as quais ratura (trec
não será m
me, como n partir da te deformações sofrer uma Barras 1 e tral e de tr
a) sem aqu 001).
to e o re echo A-B), ma vez que ntes no ma ção térmica nta, a dilata s. É importa
nui. Desta f ensão de e s ocorrem cho B-C). U mais igual a
no caso m emperatura
s serão des a expansão 3). Isso ração nas uecimento. ( esfriamento inicialmente e os níveis aterial. Com
a é compe ação térmic ante ressalta
forma, ao a scoamento em níveis d ma vez que ao comprime
ostrado na ambiente, senvolvidas , que será causará o barras das
(b) Barra 2
Capítulo II – Revisão Bibliográfica 10
Figura 2.5. Efeito da temperatura sobre as tensões na barra 2 (central) (Modenesi, 2001).
No início do resfriamento (Ponto C) as tensões na Barra 2 são compressivas, e à medida que a temperatura da barra vai baixando a tensão começa a diminuir até que passa de tensão compressiva para trativa. Isso ocorre por que com a redução da temperatura a barra que está dilatada começa a se contrair. Contudo, como a Barra 2 deformou-se plasticamente, seu comprimento final agora será menor que o comprimento no inicio do aquecimento, e desta forma, com a redução da temperatura esta começa a ser submetida a tensões trativas, causada pela restrição da contração devido as duas barras das extremidades, que estarão agora submetidas a tensões compressivas.
2.2.1 mate das c os di do T da m Figu equil varia dentr limite
1. Tipos d
A classif erial, sendo
característic
A Figura iferentes co ipo II causa matriz.
ura 2.6. Tipo
As tens libradas no am continua
ro do mater
As do ti es dos con
de tensões
ficação das que a mes cas e da co
a 2.6 ilustra omprimento
ada pela int
os de tensõ
sões do tip os limites d
amente ao rial.
ipo II ou m ntornos de
s residuais
s tensões r sma não de ondição estr
como os d s de escala teração entr
es residuai &
po I ou m a amostra
longo de g
microtensõe um grão
residuais co epende do rutural do m
diferentes tip
a. σMacro são
re as fases
s de acordo & Badeshia,
macrotensõ inteira ou grandes dis
es são tens ou de grã
onsidera o método de material.
pos de tens o tensões do , e σIIIM são
o com os dif , 2001).
es são as de uma de stâncias, es
sões residu os vizinhos
nível de e e medição d
são se equi o Tipo I, σIIM
o as tensões
ferentes tip
s tensões eterminada stendendo-s
uais que es s. Essas te
scala da e das tensõe
ilibram de a
M e σIIR são
s do Tipo II
pos de esca
residuais peça. Ess se sobre vá
stão equilib ensões oco
strutura de s, mas sim
acordo com as tensões I no interior
Capítulo II – Revisão Bibliográfica 12
interação entre os grãos de uma mesma fase ou entre fases diferentes, ou ainda entre partículas presentes no interior do material, como precipitados e inclusões, e a matriz. Assim sendo, os níveis desse tipo de tensões são mais significativos em materiais que apresentam microestruturas complexas, formadas por várias fases, ou nos que estão sujeitos a transformações de fases.
Por fim, as tensões do tipo III ou submicrotensões são as tensões residuais que estão equilibradas nos limites de uma, ou de algumas células unitárias. Estas tensões originam-se pela coerência entre interfaces e campos de discordâncias.
2.2.2. Tensões residuais em soldagem
No caso da soldagem, as tensões residuais são formadas por escoamentos localizados devido ao aquecimento e resfriamento não-uniformes, durante o ciclo térmico. As principais fontes de tensões residuais durante a soldagem são: tensões residuais devido à contração no resfriamento (Shrinkage residual stress), tensões residuais devido ao resfriamento superficial intenso (Quenching residual stress) e tensões residuais devido a transformações de fases (Transformation residual stress) (Noyan & Cohen, 1987).
2.2.2.1. Tensões residuais devido à contração no resfriamento
As tensões residuais em soldagem são normalmente associadas à mudança de temperatura não uniforme. A Figura 2.7 mostra uma representação esquemática das mudanças de temperatura e tensão na direção de soldagem (σx). A área hachurada M-M' é a região onde ocorreu deformação plástica. A seção A-A é a região que fica à frente da fonte de calor e não é afetada significativamente pelo aporte térmico, sendo a variação de temperatura devido à soldagem, ∆T, zero. Ao longo da seção B-B, a qual cruza a fonte de calor, a distribuição de calor é bastante abrupta, tornando-se menos abrupta a certa distância atrás da fonte de calor, exatamente ao longo da seção C-C e eventualmente se torna uniforme e com baixa temperatura logo atrás da fonte de calor, ao longo da seção D-D.
tensõ pelo esco esco solda Fig porta posit trans prod regiõ de te de te A dis most relati
ões são co material ao oamento do oamento do
a são de tra
gura 2.7. Ilu
Ao longo anto, têm te tivo. Aumen sforma em uzidas nas ões longe d ensão não m ensão residu
A Figura stribuição d trada na F ivamente b
ompressivas o redor, que o material o metal de
ação e balan
ustração esq
o da seção endência a ntando a dis
trativa. Fin s regiões p a solda. Já muda signif
ual.
a 2.8 mostra das tensões Figura 2.8b baixa são
S
s sendo σx e está a tem
à alta tem base nas te nceiam-se c
quemática d soldagem
C-C, o met contrair, pr stância da nalmente, a próximas à
que a seçã ficantement
a uma distri s residuais b. Como p
produzida
ZONA FUNDID
REGIÃO ONDE OC DEFORMAÇÃO PL DURANTE A SOLD
SOLDA x negativo, mperaturas mperatura, emperatura com tensõe das mudan (Welding H
tal de solda roduzindo t
solda, σx p ao longo da
solda, e t ão D-D está te, portanto
buição típic longitudina ode ser vi as na par
DA
CORRE LÁSTICA DAGEM
já que a e mais baixa nestas ár as correspo es compress
ças de tem Handbook, 1
a e o metal tensões de primeiro mu
a seção D-tensões co á bem atrás
, esta distri
ca de tensão ais σy ao lo
isto, as te rte central S S SE S VARIAÇÃO TEMPERAT expansão d as. Por caus
reas, σx a ondentes; σ
sivas, nas á
peratura e d 1987).
de base ad tração; o q uda para co
-D, altas te ompressivas s da fonte d buição resu
o residual e ongo do com
nsões de da solda SEÇÃO A-A EÇÃO B-B EÇÃO C-C SEÇÃO D-D DE URA TE estas área sa da baixa alcança a
σx nas área áreas perto
de tensão d
djacente res que signific ompressiva ensões de s são prod de calor, a d ultante é a d
em uma sol mprimento tração de a, enquant
TENSÃO = 0
TRAÇÃO
COMPRESS
TENSÃO RESIDUAL
ENSÃO σX
s é restrita a tensão de tensão de as longe da da solda.
durante a
sfriam-se e, a que σx é e então se tração são duzidas em distribuição distribuição
Capítulo II – Revisão Bibliográfica 14
compressivas são produzidas no final da solda. Se a contração lateral for restrita por grampos, as tensões de tração, que são aproximadamente uniformes, serão adicionadas ao longo do cordão, como tensões de reação. Esta restrição externa tem, contudo pouco efeito em σx.
2.2.2.2. Tensões residuais devido ao resfriamento superficial intenso
As tensões residuais produzidas pelo resfriamento intenso da superfície são resultado do gradiente térmico formado ao longo da espessura da junta soldada, uma vez que a superfície está em contato direto com o ar à temperatura ambiente, e esta irá trocar calor e resfriar mais rapidamente que o interior do material. Ao resfriar, a superfície se contrai mais intensamente que o interior do material, o qual está mais aquecido. Esta contração gera tensões que causarão o escoamento localizado do material e, consequentemente, a formação de tensões residuais ao final do resfriamento.
As condições nas quais as tensões residuais, devido ao resfriamento da superfície, são mais intensas ocorrem quando a soldagem é realizada em chapas ou tubulações de grande espessura, visto que o gradiente térmico entre a superfície e o centro da peça será elevado. Ao final do resfriamento, será verificada uma distribuição de tensões residuais compressivas na superfície e de tração no interior do material.
Figura 2.8. Distribuição típica de tensões residuais (a) transversais (σx) e (b) longitudinais (σy) em soldas de topo (Kou, 2002).
Metal base
tração compressão
solda
Metal base solda
tra
ç
ã
o
co
m
p
re
ssã
o
2.2.2.3. Tensões residuais devido às transformações de fases
Nos aços, as transformações de fases que ocorrem no estado sólido são responsáveis por uma fonte não desprezível de tensões residuais. Essa geração se dá a partir da austenita, que se transforma em diversas fases tais como ferrita, perlita, bainita, martensita. As transformações podem ocorrer por dois mecanismos distintos, o difusional, no qual a transformação ocorre pelo movimento de átomos termicamente ativados, e o não-difusional, cujas fases são formadas por um mecanismo de deslizamento devido à ação de tensões cisalhantes originadas quando o material é resfriado rapidamente a partir do campo austenítico, não permitindo a decomposição da austenita em outras fases por meio de difusão atômica, ou por conformação mecânica no caso dos aços inoxidáveis austeníticos. As principais fases formadas pelo mecanismo difusional são a ferrita e a perlita. O segundo mecanismo é o responsável pela formação das fases bainita e martensita (Porter & Easterling, 2006).
Na soldagem, as duas regiões onde é provável a ocorrência de transformações de fase são a zona fundida (ZF) e a zona afetada pelo calor (ZAC). As transformações de fase nestas regiões dependem de diversos fatores, tais como tamanho de grão, pico de temperatura atingida e velocidade de resfriamento (Easterling, 1983). O surgimento de tensões residuais devido às transformações de fase é bastante complexo. Em muitos casos, as tensões residuais estão relacionadas às variações de volume durante as transformações
γ→ α, mas dependendo do tipo de fase esta variação de volume é acompanhada por uma forte componente cisalhante de tensão, que pode modificar completamente o estado final de tensões.
Capítulo II – Revisão Bibliográfica 16
Figura 2.9. Simulação e Medição das Tensões residuais em uma amostra soldada a) AISI 1020. b) AISI 1045. Cho & Kim (2002).
Assis et al (2002) mostram também perfis de tensões residuais compressivas no metal de solda de amostras de aço transformável soldadas com multipasse, a origem dessas tensões residuais compressivas foram atribuídas pelos autores a soma de efeitos de transformações de fase adifusionais e gradientes de tensões gerados pela diferença de velocidade de resfriamento ao longo da espessura das amostras soldadas. A Figura 2.10 mostra os perfis de tensões residuais nas amostras utilizadas por Assis et al (2002).
a)
Figura 2.10. Distribuição das tensões residuais na superfície da amostra soldada: 1- longitudinal, 2- transversal. Adaptado de Assis et al (2002).
Gao et al (1998) apresentaram perfis de tensões residuais transversais em amostras soldadas com multipasse em um aço transformável com comprovada formação de martensita e bainita após a soldagem, tais perfis mostram elevados níveis de tensões residuais compressivas no metal de solda, os autores atribuíram tais níveis compressivos de tensão residual a essas transformações adifusionais. A Figura 2.11 mostra os perfis de tensões residuais para as amostra analisadas por Gao et al (1998).
Figu 2.2.3 mecâ respo tensõ mate para eleva subm para tensõ Tensão R esidual (MPa)
ura 2.11. Dis
3. Efeito As tens ânico de onsáveis pe ões observa erial (Parlan As trinca que as trin ado de ten metido a es
evitar que ões de trab
Distância
a
stribuição d das tensõe sões resid component ela falha do ados nas e ne, 1981).as constitue ncas se form sões trativa sforços des e durante a balho, atinja
Tensão R
esidual (MPa)
a do centro d
a) Amostra
as tensões
es residuai
uais pode tes e est os mesmos
struturas so
em uma da mem e se p as, da orde sta natureza
a operação am níveis c
da solda
Distância
RS 1
c
residuais s Gao et al (is
em modific ruturas so s. Isso acon
oldadas são
as principa propagem, t em da tens a, é necess o, as comb capazes de
do centro d
c) Amostra R
Capítulo superficiais 1998). car conside oldadas, se ntece porqu o da magni
is fontes d torna-se ne são de esco
sária à min binações e e promover Tensão R esidual (MPa)
Distância
da solda
RS 2
II – Revisão
para três am
eravelment endo geral ue em muito
tude do lim
de falha em ecessária a oamento. S nimização d entre as ten a propaga
a do centro
b) Amostra
Bibliográfica
mostras. Ad
e o comp lmente as os casos o mite de esco
m soldagem presença d Se o materi das tensõe nsões resid ção de trin
da solda
a RS 3
a 18
daptado de
portamento principais s níveis de oamento do
em a resid trativ devid temp solid gera solda wing Fig cord alguns cas duais, sem q
o F
Na fissur vas com fil
do à presen peraturas, g
A Figur ificação. Es lmente seg agem com
s” (Figura 2
gura 2.12. E ão de solda
os possíve qualquer aç
Fissuração
ração a que mes líquid nça de segr geralmente p
a 2.12 mo sse tipo de guir a linha
arco subm 2.12b) pode
Exemplos de a em uma s
a)
b)
el o rompim ção de força
a quente
ente, a com os intergra regações, r próximas a
ostra a ap fissuração a central d erso, onde e aparecer (
e Trincas de olda com a
subm
mento do m as externas
mbinação de anulares fo resulta na fo
temperatur
parência tí o é facilmen
o cordão d um tipo es (Svensson, e Solidificaç rco submer erso (Svens material som .
e um determ rmados na ormação de ra sólidus d
pica de tr nte reconhe
de solda, a special de t
1993).
ção. (a) Trin rso. (b) “Dov sson, 1993)
mente sob
minado níve as etapas f e trincas qu o material.
rincas a q ecido pelo f a não ser trinca a que
nca típica a ve-wing” em ).
o efeito da
el de tensõe finais de s ue ocorrem
uente ou fato da trinc
em alguns ente, cham
linhada ao m uma sold
as tensões es residuais solidificação a elevadas trincas de ca formada s casos de mado
“dove-centro do a com arco
Capítulo II – Revisão Bibliográfica 20
o Trincas de solidificação
As trincas de solidificação aparecem entre os contornos de grão, contornos interdentríticos ou entre células, isto é, a sua morfologia é intergranular em relação à estrutura primária de solidificação, e quando observada com o microscópio eletrônico de varredura (MEV), apresenta uma aparência "dendrítica" típica, associada frequentemente com filmes de segregação (Lancaster, 1987).
A chance de formação de trincas aumenta com o nível de restrição da junta. Sendo o nível de restrição, a maior ou menor falta de liberdade que os membros da junta têm para se mover e acomodar as tensões resultantes da soldagem. O nível de restrição aumenta com a espessura da junta e com uma maior rigidez da montagem. Outros fatores que influenciam a sensibilidade a fissuração a quente são a forma da poça de fusão e o padrão de solidificação. Condições de solidificação que levem ao crescimento dos grãos colunares para o interior da poça favorecem o aparecimento de trincas. Essas condições ocorrem em cordões de elevada relação penetração/largura, com formato de sino ou de acabamento côncavo (Borland, 1979).
Através de uma análise de regressão do teste de Transvarenstraint, Bailey e Jones desenvolveram uma equação que relaciona a susceptibilidade à fissuração a quente com a composição química do metal de solda diluído, com todas as concentrações em porcentagem de peso (Equação 2.4):
USF= 230C +190S + 75P + 45Nb – 12Si – 5,4Mn -1 (Equação 2.4)
Onde USF significa unidade de sensibilidade à fissuração. Quando USF é maior que 30, então o risco de fissuração é grande, quando é menor que 10 o risco é pequeno (Svensson, 1993).
A fissuração induzida por hidrogênio ou trinca a frio é outro tipo de fissuração comum em componentes soldados e certamente um dos mais perigosos. A trinca acontece em temperaturas abaixo de 200ºC e frequentemente ocorre dias após a operação de soldagem, necessitando assim que inspeções tenham de esperar por volta de 48h para serem executadas. Esse tipo de trinca é mais comum na zona afetada pelo calor (ZAC), perto da linha de fusão, mas também pode ocorrer no metal de solda. Na ZAC, as trincas podem ser tanto intergranular, seguindo os contornos de grão da austenita primária, quanto transgranular. As trincas frequentemente nucleiam em pontos de altos níveis de tensão, como na raiz, por exemplo.
induz conc requ Figu de g pro de fo difun desc o hid está “expl fissu sens que seu Existem zida por hid
• Pres
• Pres
• Micr
As tens centradores isitos para a
ura 2.13. Tri grão da aus pagação da
O mecan orma a indu ndem para continuidade drogênio é a
aprisionad losão” loca ração induz
Microest síveis à fiss representam
teor equiva
a)
pelo men drogênio. Sã
sença de te sença de hi roestrutura
sões resid de tensã a primeira c
incas induz stenita primá
a trinca em
nismo exato uzir uma trin vazios com es onde se aprisionado da. Elevada l que inicia zida pelo hi
truturas de suração pel m o efeito d alente de c
nos três co ão elas: ensões; drogênio; frágil. duais de o, defeitos condição.
idas por hid ária. b) seçã
um ângulo (
o para expli nca não é c mo micropo combinam o, a menos as pressõe
a trinca. E drogênio, s elevada du o hidrogên dos diversos carbono, se ondições n soldagem s geométric drogênio. a) ão longitudi de aproxim (Svensson,
icar como o claro. A teo
oros, interfa para forma que a molé s são acu Embora esta
erve como
reza, partic io. Neste c s elemento ervem para
b
ecessárias
juntament cos no co
) trinca inter inal através madamente 1993). o hidrogênio ria original aces entre ar H2. A mo
écula seja d muladas a a teoria não
um bom mo
cularmente a contexto, eq
s de liga, n a avaliar a
b)
para que
te com e ordão de s
rgranular, s s do metal d
45º com a
o age juntam diz que os
inclusões olécula não
dissociada té que oco o explique odelo qualit a martensit quações de a temperab sensibilida ocorra a
esforços e solda, pree
seguindo os de solda, mo
direção de
mente com átomos de
e a matriz pode difun na superfíc orre uma e
todos os a tativo.
a, são, em e carbono-e bilidade, em ade do me
fissuração
externos e enchem os s contornos ostrando a soldagem as tensões hidrogênio z, e outras ndir e então cie de onde espécie de spectos da
Capítulo II – Revisão Bibliográfica 22
fissuração pelo hidrogênio. A Equação 2.5 descrita por Hemsworth et al (1969) é muito utilizada para o cálculo do carbono-equivalente.
%
%
%
%
%
%
%
6
4
5
15
15
3
Mn
Mo
Cr
Ni
Cu
P
CE
=
C
+
+
+
+
+
+
(Equação 2.5)
Um critério simples, baseado na Equação 2.5, considera que, se CE < 0,4, o aço é pouco sensível à fissuração e, se CE > 0,6, o material é fortemente sensível, exigindo técnicas especiais de soldagem, por exemplo, o uso de processos de baixo nível de hidrogênio e de preaquecimento, valores intermediários deste valor indicam uma sensibilidade a fissuração moderada do material podendo o uso de preaquecimento ser ainda necessário, no entanto, com temperaturas menores.
o Corrosão sob tensão
Outro tipo de falha é a corrosão sob tensão sendo a mesma uma das principais preocupações nas indústrias químicas, petroquímicas e nucleares. Este tipo de corrosão está associada à ação conjunta de tensões trativas, que podem ser residuais, e um meio corrosivo, ocasionando fratura em um tempo mais curto do que a soma das ações isoladas de tensão e de corrosão. Um dos principais problemas deste tipo de falha é que em alguns casos ela pode ocorrer de forma completamente inesperada, uma vez que o mecanismo de falha não apresenta perda considerável de massa e sim a nucleação e crescimento de trincas.
A corrosão sob tensão envolve duas etapas: a nucleação e a propagação da trinca.
A nucleação da trinca caracteriza-se por um tempo de indução, essa nucleação tem sido associada à formação de pites ou à emergência, na superfície do metal, de discordâncias sucessivas que rompem camadas protetoras, expondo ao ataque, pelo meio corrosivo, regiões ativadas do cristal (Gentil, 1996).
maio Na desc
Figu
de c meca em li cúbic requ recon trinca A veloci or em divers
maioria do contínua, co
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Capítulo II – Revisão Bibliográfica 24
Figura 2.15. Trinca transgranular associada ao fenômeno de corrosão sob tensão (Kannan et al, 2007).
2.2.4. Métodos de alívio das tensões residuais
Uma vez que as tensões residuais oriundas do ciclo térmico de soldagem não podem ser evitadas, pelo fato de não existir soldagem a arco elétrico sem fusão e solidificação do material soldado, torna-se necessário então lançar mão de estratégias que minimizem os efeitos dessas tensões quando as mesmas forem indesejáveis.
Muitos são os métodos utilizados para alívio de tensões residuais, podendo ser esses métodos classificados em dois grupos (Berezhnyts’kal, 2007):
• Métodos para minimizar o surgimento de tensões residuais;
• Métodos para aliviar as tensões residuais.
Os métodos para minimizar o surgimento de tensões residuais estão relacionados à execução de medidas durante etapas anteriores a realização da operação de soldagem, como a seqüência de deposição a ser utilizada, o projeto da junta e o tipo de chanfro empregados, grau de restrição e fixação, consumível, utilização de preaquecimento, entre outros. Estas medidas são melhor discutidas em um tópico posterior que trata de procedimentos de soldagem.
Os métodos do segundo grupo são tratamentos realizados após a soldagem e que utilizam a aplicação de carga ou elevação de temperatura, como no caso de tratamentos térmicos pós-soldagem e deformação plástica superficial.
de metal de solda depositado resultará em uma redução do calor transferido à peça e, consequentemente, em uma diminuição dos níveis de tensões residuais e no grau de distorção da junta. Sendo assim, a utilização de um chanfro do tipo U ao invés de um tipo V, diminuiria a quantidade de material depositado, diminuindo também o nível de tensões residuais resultantes (Welding Handbook, 1987).
Mochizuki (2007) sugere também várias formas de controlar o nível de tensões residuais resultantes em juntas soldadas, desde técnicas sofisticadas como o jateamento de água em alta pressão, até técnicas mais simples como a escolha correta da sequência de passes a serem aplicados durante a soldagem.
Os tratamentos térmicos pós-soldagem (TTPS) são amplamente empregados nos procedimentos de soldagem de aços baixa liga, C-Mn e aços ao carbono. Em geral, os principais objetivos a serem alcançados com a realização destes tratamentos térmicos são aliviar as tensões residuais, revenir a microestrutura reduzindo assim a dureza da ZAC e, quando necessário, remover hidrogênio da peça. O TTPS analisado do ponto de vista das tensões residuais consiste em aquecer a peça ou estrutura em temperatura elevada (acima de 550ºC), de tal forma que ocorra uma redução no limite de escoamento do material, o qual deverá ser inferior às tensões residuais. Desta forma, as tensões residuais serão elevadas o suficiente para promoverem deformações plásticas localizadas no material, e assim diminuírem de intensidade (Silva, 2006).
A seleção da temperatura de TTPS é geralmente determinada por normas, estando os valores de temperatura contidos em uma faixa de 550ºC à 750ºC. No entanto, aços carbono, C-Mn, e ao Ni, possuem faixa diferente que pode variar de 550ºC à 650ºC, sendo a mesma suficiente para promover alívio de tensões e redução de dureza. O TTPS é muito eficaz na redução de tensões residuais, podendo chegar a uma eficiência de 70%, que é o caso de tratamentos térmicos de soldas de aço C-Mn à 600°C (Bailey, 1994).
2.2.5. Medição de tensões residuais
Capítulo II – Revisão Bibliográfica 26
É bem estabelecido que, na maior parte da região elástica, a deformação é diretamente proporcional à carga. Esta é conhecida como Lei de Hooke. A constante de proporcionalidade, similar a condutividade térmica ou elétrica, etc., é uma propriedade física da substância que está carregada. Se tal propriedade não varia com a direção, isto é, o mesmo deslocamento é observado para a mesma carga para todas as direções testadas, o corpo é dito ser isotrópico com respeito àquela propriedade particular (Noyan & Cohen, 1987).
Baseados nessas características e nas leis que governam as relações entre tensão e deformação é que muitos métodos para medição de Tensões residuais funcionam, métodos esses que podem ser classificados em dois grandes grupos:
• Métodos destrutivos;
• Métodos não destrutivos.
Esses dois grupos são melhor abordados nos tópicos seguintes.
2.2.5.1. Métodos destrutivos para medição de tensões residuais
O procedimento geral utilizado nessa classe de métodos é bastante similar e pode ser resumido da seguinte forma (Soares, 2003):
• Criação de um novo estado de tensões pelo alívio localizado das tensões residuais. Isto é normalmente feito pela retirada de material tensionado, através de usinagem ou retirada de camadas deste;
• Medição da deformação ou dos deslocamentos causados pelo alívio das tensões residuais;
• A partir destes dados, as tensões são retrocalculadas, relacionando tensão e deformação através da teoria da elasticidade.
Os principais métodos destrutivos serão descritos a seguir.
o Método do furo-cego
Extensômetros previamente colados próximos à região onde será usinado o furo medem as mudanças nas deformações provocadas pelas tensões aliviadas devido à usinagem. Através de constantes de calibração, estas deformações são relacionadas às tensões residuais existentes no material antes da usinagem. No caso de campos de tensões residuais uniformemente distribuídas na espessura do material, as constantes de calibração já foram estabelecidas por procedimentos experimentais e/ou numéricos (Soares, 2003).
o Método da remoção de camadas
Este método é basicamente aplicado para componentes planos. Consiste em remover quimicamente de forma gradual as camadas superficiais do componente. Quando as camadas de um material no qual há tensões residuais são removidas o equilíbrio estático das forças e momentos internos é perturbado instantaneamente. Para restabelecer este equilíbrio ocorre a mudança de forma do componente. A Figura 2.16 ilustra esquematicamente o método da remoção de camadas.
Figura 2.16. Ilustração esquemática do método de remoção de camadas (Lu, 1996).
A deflexão apresentada pelo componente pode ser relacionada às tensões residuais pré-existentes na camada usinada pela Equação 2.6 (Lu, 1996):
2
2
4
( )
3
e df
e
E
L de
σ
= −
(Equação 2.6)
onde: E – é o módulo de elasticidade de material;
de – é a espessura da camada sendo usinada;
Capítulo II – Revisão Bibliográfica 28
e – é a espessura do componente depois da remoção de uma camada cuja espessura é de;
L0 – é o comprimento sob o qual a deflexão está sendo medida;
f – é a deflexão e,
df – é a variação da deflexão produzida pela usinagem de uma camada de espessura de.
o Método do seccionamento
Este método é bastante similar ao método da remoção de camadas. Mais uma vez, a criação de superfícies livres permite deformação do componente. A Figura 2.17 mostra uma ilustração esquematizada do método.
Figura 2.17. Representação esquemática da técnica do seccionamento (Soares, 2003).
As tensões residuais são obtidas pela medição da abertura da chapa. Para o caso da Figura 2.17a, a tensão longitudinal pode ser relacionada à abertura δ pela Equação 2.7 (Lu, 1996):
(Equação 2.7)
onde: E – é o módulo de elasticidade de material; ν – é o coeficiente de Poisson;
t – é a espessura do componente.
1 2 2
2 (1
)
Et
L
δ
σ
υ
=
2.2.5.2. Métodos não-destrutivos para medição de tensões residuais
Os métodos não-destrutivos possuem como base fundamental as relações existentes entre determinadas propriedades físicas ou cristalográficas e as tensões residuais, ou seja, a influência que as tensões residuais exercem sobre essas propriedades. Os principais métodos não destrutivos utilizados atualmente são: difração de raios-x, difração de nêutrons, medição por ultra-som, entre outros. Logo abaixo o método de difração de raios-X (método utilizado nesse trabalho) é descrito.
o Difração de raios-x
A descoberta dos Raios-X se deu a partir de experimentos com os “tubos catódicos”, equipamentos exaustivamente utilizados em experimentos no final do século XIX que consistiam em um tubo de vidro, ligado a uma bomba de vácuo, onde era aplicada uma diferença de potencial entre dois terminais opostos, gerando uma corrente elétrica dentro do tubo. No final do século XIX, foi estabelecido que os raios provenientes do cátodo eram absorvidos pela matéria e que a sua absorção era inversamente relacionada com a voltagem de aceleração. E mais: incidindo essa radiação em alguns cristais, era provocada a emissão de luz visível, chamada “fluorescência”. Em 1896, Thomson demonstrou que os raios provindos do cátodo eram compostos por pequenas partículas carregadas negativa-mente, tendo massa aproximadamente igual a 1/1800 do menor átomo, o Hidrogênio. Essa partícula passou a ser chamada de elétron, e teve sua carga absoluta (1,601x1019C) medida por Robert Milikan em 1910.
