MINISTÉRIO DA DEFESA
EXÉRCITO BRASILEIRO
SECRETARIA DE CIÊNCIA E TECNOLOGIA
INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
CURSO DE GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA E DE
AUTOMÓVEL
Ten RAFAEL VITOR GUERRA QUEIROZ
ESTUDO DA UTILIZAÇÃO DE SOLDAGEM COMO MÉTODO DE
UNIÃO DE AÇOS BALÍSTICOS
RIO DE JANEIRO
2013
2 INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
Ten RAFAEL VITOR GUERRA QUEIROZ
UTILIZAÇÃO DE SOLDAGEM COMO MÉTODO DE UNIÃO DE AÇOS
BALÍSTICOS
Projeto de Final de Curso apresentado ao Curso de Graduação em Engenharia Mecânica do Instituto Militar de Engenharia, como requisito parcial para a obtenção do
título de Engenheiro Mecânico.
Orientador: Cap Fábio Pereira Alves – M.Sc.
Rio de Janeiro 2013
3 INSTITUTO MILITAR DE ENGENHARIA
Ten RAFAEL VITOR GUERRA QUEIROZ
UTILIZAÇÃO DE SOLDAGEM COMO MÉTODO DE UNIÃO DE AÇOS
BALÍSTICOS
Projeto de Final de Curso apresentado ao Curso de Graduação em Engenharia Mecânica do Instituto Militar de Engenharia, como requisito parcial para a obtenção do título
de Engenheiro Mecânico.
Orientador: Cap Fábio Pereira Alves – M.Sc.
Aprovada em 24 de junho de 2013 pela seguinte Banca Examinadora:
_____________________________________________________________ Cap Fábio Pereira Alves – M.Sc. do IME
_____________________________________________________________ TC José Ricardo Gomes Matheus- D.C. do IME
_____________________________________________________________ Maj Egydio Carvalho de Souza Caria – M.Sc. do IME
Rio de Janeiro 2013
4 AGRADECIMENTOS
Primeiramente, ao Deus Amor: Cautério Suave que ilumina a mente e aquece a alma, Brisa Delicada que anima as criaturas vivas e não vivas.
A toda a minha família. Seus ensinamentos vivem em meu coração e iluminam meu caminho; sua companhia me alegra; sua lembrança me dá força nos momentos de maior dificuldade. Por cada um sou eternamente grato.
Aos meus irmãos de turma e professores, e meu amigo e orientador Cap Fábio Alves sem o qual não teria concluído este trabalho. Por toda a convivência que me agregou muito, e por todas as experiências vividas juntos, em âmbito acadêmico ou não. Desejo-vos muito mais que o sucesso, atributo inconstante, fajuto, relativo. Desejo-vos os frutos divinos da gratidão e da paz, que aproximam o homem da Criatura e do Criador. Assim se encontra a verdadeira Felicidade.
5 “Somos casados sem mulher, bêbados sem vinho, fartos com fome e ricos com a pobreza. Somos os homens mais livres do mundo porque somos os mais pobres.”
6 SUMÁRIO LISTA DE ILUSTRAÇÕES ... 8 LISTA DE TABELAS ... 11 1 INTRODUÇÃO ... 14 1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS ... 14 1.2 RELEVÂNCIA DO TEMA ... 15 1.3 OBJETIVO ... 16 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 17
2.1 SOLDAGEM COMO MÉTODO DE UNIÃO ... 17
2.2 PROCESSOS DE SOLDAGEM POR ARCO ELÉTRICO ... 17
2.2.1 SOLDAGEM POR ELETRODO REVESTIDO (SMAW) ... 17
2.2.2 SOLDAGEM POR ARCO SUBMERSO (SAW) ... 19
2.2.3 TIG (GTAW) ... 20
2.2.4 MIG/MAG (GMAW) ... 21
2.3 A JUNTA SOLDADA ... 22
2.3.1 ZONA FUNDIDA (ZF) E ZONA PARCIALMENTE FUNDIDA (ZPF) ... 23
2.3.2 ZONA TERMICAMENTE AFETADA (ZTA) ... 23
2.4 SOLDAGEM DE AÇOS BALÍSTICOS ... 24
2.4.1 AÇOS BALÍSTICOS ... 24
2.4.2 VISÃO GERAL DA SOLDABILIDADE DE AÇOS BAIXA LIGA TRATADOS TERMICAMENTE ... 25
2.4.3 EFEITOS METALÚRGICOS DA SOLDAGEM DE AÇOS BALÍSTICOS .. 27
2.5 NORMA GROUND COMBAT VEHICLE WELDING CODE- STEEL ... 36
2.5.1 PRÉ-QUALIFICAÇÃO DE EPS ... 37
7
2.5.3 FABRICAÇÃO ... 42
2.5.4 INSPEÇÃO ... 44
3 MATERIAIS E MÉTODOS ... 47
3.1 METAL DE BASE ... 47
3.2 CONFECÇÃO DAS JUNTAS SOLDADAS ... 47
3.3 PREPARAÇÃO DAS JUNTAS SOLDADAS ... 48
3.4 ENSAIO DE MICRODUREZA ... 49
3.5 CARACTERIZAÇÃO DAS JUNTAS SOLDADAS ... 50
3.5.1 MACROESTRUTURA DAS JUNTAS SOLDADAS ... 50
3.5.2 MICROESTRUTURA DAS JUNTAS SOLDADAS ... 52
3.6 AVALIAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS POR PERFIL DE DUREZA .. 57
8 LISTA DE ILUSTRAÇÕES
Figura 2.1- Soldagem por eletrodo revestido (MESSLER, 2004)...18
Figura 2.2- Soldagem por arco submerso (MESSLER, 2004)...19
Figura 2.3- Processo de soldagem TIG (MESSLER, 2004)...20
Figura 2.4- Processo de soldagem GMAW (MESSLER, 2004)...21
Figura 2.1- Ilustração das regiões de uma junta de topo em uma liga de ferro (a) e em ferro puro (b): zona fundida (ZF); zona parcialmente fundida (ZPF); zona termicamente afetada (ZTA) e metal de base não afetado pela soldagem (MB). Apresenta-se também a fase na qual cada região se encontra, tomando como base o diagrama de fases ferro-carbono (MESSLER, 2004)...22
Figura 2.2- Representação da temperatura de aços baixa liga tratados termicamente em função do tempo durante a soldagem, para uma condição ideal em a) e uma condição não desejada em b). Af representa a temperatura de austenitização da solda, e Mf representa a temperatura de fim de formação de martensita (KOU, 2003)...26
Figura 2.3- Microestrutura martensítica nas fases em formato de agulha,com austenita retida nas regiões brancas. Ampliação de 1220 vezes (CALLISTER, 2007)...28
Figura 2.4- Representação no diagrama TTT da têmpera sem formação de austenita retida (KRAUSS, 2005)...28
Figura 2.5- Percentual de austenita retida em aços ferro-carbono à temperatura ambiente, detectada por difração de raios-X (MARDER & KRAUSS, 1967) (ROBERTS, 1953)...29
Figura 2.6- Extensão de martensita formada em função da temperatura de resfriamento abaixo de MS (STEVEN & HAYNES, 1956)(HARRIS & COHEN, 1949)(KOISTINEN & MARBURGER, 1959)...30
Figura 2.7- Evolução microestrutural em uma junta soldada (BRACARENSE, 2009)...30
9 Figura 2.8- Microestrutura de uma junta de topo do aço balístico MIL A46100 soldado pelo processo SMAW (UNFRIED, 2009)...32
Figura 2.9- Parâmetros de soldagem e perfil de dureza de uma junta de aço de alta resistência baixa liga soldado pelo processo SMAW (REDDY, 1998)...32
Figura 2.10- Difusão do hidrogênio do metal de solda para a zona termicamente afetada. A temperatura de transformação para ferrita+perlita no metal de solda (TF) é superior à temperatura de transformação de austenita para martensita na ZTA (TB) (KOU, 2003)...34
Figura 2.11- a) Trinca por hidrogênio em juntas de topo: representação esquemática. b) Trinca por hidrogênio em junta de topo de aço baixa liga c) Trinca por hidrogênio em juntas de cunha: representação esquemática d) Trinca por hidrogênio em junta de cunha de aço 1040 (ampliação de 8x) (MESSLER, 2004)...35 Figura 3.1- Macrografia da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1 kJ/mm. As regiões numeradas correspondem a: 1) Metal de solda; 2) Martensita grosseira; 3) Martensita fina; 4) Martensita super-revenida; 5) Metal de base. Ampliação de 100x...50
Figura 3.2- Macrografia da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm. As regiões numeradas correspondem a: 1) Metal de solda; 2) Martensita grosseira; 3) Martensita fina; 4) Martensita super-revenida; 5) Metal de base. Ampliação de 100x...50
Figura 3.3- Macrografia da junta soldada pelo processo GMAW com aporte térmico de 1 kJ/mm. As regiões numeradas correspondem a: 1) Metal de solda, 2) Martensita grosseira; 3) Martensita fina; 4) Martensita super-revenida; 5) Metal de base. Ampliação de 100x...51 Figura 3.4- Macrografia da junta soldada pelo processo GMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm. As regiões numeradas correspondem a: 1) Metal de solda; 2) Martensita grosseira; 3) Martensita fina; 4) Martensita super-revenida; 5) Metal de base. Ampliação de 100x...51
10 Figura 3.5- Micrografia da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1,0 kJ/mm. As regiões correspondem a: a) Martensita grosseira; b) Martensita fina; c) Martensita super-revenida; d) Metal de base. Ampliação de 500x...53
Figura 3.6- Micrografia da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm. As regiões correspondem a: a) Martensita grosseira; b) Martensita fina; c) Martensita super-revenida; d) Metal de base. Ampliação de 500x...54
Figura 3.7- Micrografia da junta soldada pelo processo GMAW, aporte térmico de 1,0 kJ/mm. As regiões correspondem a: a) Martensita grosseira; b) Martensita fina; c) Martensita super-revenida; d) Metal de base. Ampliação de 500x...55
Figura 3.8- Micrografia da junta soldada pelo processo GMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm. As regiões correspondem a: a) Martensita grosseira; b) Martensita fina; c) Martensita super-revenida; d) Metal de base. Ampliação de 500x...56
Figura 3.9- Microdureza da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1,0 kJ/mm...57
Figura 3.10- Microdureza da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm...57
Figura 3.11- Microdureza da junta soldada pelo processo GMAW, aporte térmico de 1,0 kJ/mm...58
Figura 3.12- Microdureza da junta soldada pelo processo GMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm...59
Figura 3.13- Comparação do perfil de dureza da junta soldada pelo processo SMAW 1,5 kJ/mm com o perfil de dureza obtido por REDDY (REDDY, 1998)...59
Figura 3.14- Temperatura máxima em função do tempo para cada ponto da ZTA, gráfico denominado ciclo térmico. Ao unir os pontos de máximo de cada um dos gráficos do ciclo térmico, produz a curva de repartição térmica (BRACARENSE, 2009)...59
11 LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1-- Extrato da norma TACOM. Combinação de metal de base e metal de adição pré-qualificados...38
Tabela 2.2- Extrato da norma TACOM. Mínimas temperaturas de preaquecimento e interpasse. Foi apresentado apenas um trecho da lista...39
Tabela 2.3- Extrato da norma TACOM. Requisitos da pré-qualificação do processo de soldagem...40
Tabela 2.12- Extrato do código TACOM para a avaliação das variáveis de soldagem. A letra “Q” indica uma variável de qualificação para qualquer aplicação, e “T” uma variável para aplicações de resistência...41
Tabela 2.13- Extrato da norma TACOM. Testes requisitados para a qualificação do procedimento de soldagem...42
Tabela 2.14- Extrato da norma TACOM que apresenta o tempo máximo de exposição do eletrodo à atmosfera...43
Tabela 2.15- Extrato da norma TACOM. Critério de aceitação do ensaio visual de juntas soldadas...45
Tabela 16- Extrato da norma TACOM. Critério de aceitação do ensaio radiográfico de juntas soldadas...46
Tabela 2.17- Extrato da norma TACOM. Critério de aceitação do ensaio ultrassom de juntas soldadas...46
Tabela 3.1 - Composição química nominal do aço ARMOX 500T, conforme o fabricante (SSAB TECHNOLOGY AB, 2011)...47
12 RESUMO
Os aços denominados balísticos apresentam composição química adequada e são submetidos a tratamentos térmicos que conferem propriedades mecânicas favoráveis a sua utilização em proteções balísticas. Contudo, quando submetidos à soldagem, há efeitos sobre as propriedades mecânicas da junta e que podem comprometer seu desempenho balístico.
Neste trabalho foram avaliados os efeitos da soldagem sobre a microestrutura e propriedades mecânicas de juntas de aços balísticos. As juntas foram confeccionadas pelos processos SMAW e GMAW e com dois aportes térmicos (1,0 kJ/mm e 1,5 kJ/mm). A caracterização microestrutural foi realizada por microscopia ótica e a propriedade mecânica avaliada por ensaio de dureza.
13 ABSTRACT
The steels called armour steels have adequated composition and are submited to heat treatments that concede adequated mechanical properties for their utilization in ballistic protection. However, when they are welded, there are effects on mechanical properties of the joint that may risk their ballistic performance.
In this work it is avaliated the effects of welding on microstructure and mechanical properties of armour steels. The joints were designed by the processes SMAW and GMAW, with two different heat input (1,0 kJ/mm and 1,5 kJ/mm ). The microstructure was defined by optic microscopy and the mechanical properties were avaliated by hardness test.
14
1 INTRODUÇÃO
1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS
Segundo MIGUEZ (MIGUEZ), consta-se pelos vestígios de armaduras, vestimentas e capacetes deixados pelas civilizações mais antigas que o homem sempre se preocupou na proteção contra ataques inimigos. Essas proteções deveriam apresentar propriedades que conferissem defesa ao utilitário, ou seja, blindagem.
OGORKIEWICZ (OGORKIEWICZ, 1991) afirma que, com o advento de armas mais potentes, as proteções individuais antigas tiveram um aumento de seu peso, diminuindo a mobilidade e reduzindo a vantagem obtida pelo aumento da proteção. Esse fato foi observado na Segunda Guerra Mundial, quando os carros de combate tiveram o aumento do peso de sua blindagem em relação aos carros da Primeira Guerra Mundial para aumentar os níveis de proteção. Assim, os níveis de proteção eram aumentados, porém os veículos ficavam vagarosos e sua capacidade de atuação reduzia.
Atualmente os materiais metálicos são um dos que encontram maior aplicação na indústria de material bélico, devido à abundância na crosta terrestre, propriedades mecânicas e domínio humano de sua fabricação e processamento (SUAREZ, 1989).
No campo dos metais para blindagem, os aços balísticos são um dos que apresentam maior aplicabilidade, sendo utilizados no campo arquitetônico (portas, cofres, guaritas) ou automotivo (veículos militares ou civis). São aços de baixa liga que possuem um bom equilíbrio entre dureza e tenacidade, conferindo alta resistência contra a penetração de projéteis, superior aos demais tipos de aço (NUNES & ANDRADE, 1985).
Segundo SUAREZ (SUAREZ, 1989), o aprimoramento da blindagem dos aços balísticos é adquirido pelo controle de todo o seu processamento, envolvendo inspeção de composição química e defeitos, conformação e tratamento térmico. Apesar disso, o domínio de técnicas modernas e efetivas de processo se faz insuficiente quando eventuais alterações de propriedades mecânicas na construção da estrutura sejam desconsideradas.
Dentro do campo de construção, a soldagem é o método de união mais usado entre metais (BRACARENSE, 2009). Entretanto, o emprego desse processo promove várias
15 alterações microestruturais no material por ocasião do aquecimento, tornando-o mais vulnerável visto o aumento da fragilidade nas zonas de união. Sendo assim, devido a este conjunto de peculiaridades é que as juntas soldadas de aços balísticos devem ser estudas e as propriedades investigadas.
1.2 RELEVÂNCIA DO TEMA
O conhecimento sobre formas de conferir proteção balística vem ganhando maiores proporções tendo em vista a crescente demanda observada atualmente das Forças Armadas e Forças Policiais no mundo. Dentre diversos fatores, pode-se destacar o aumento no poder de fogo dos armamentos atuais e a natureza do combate, hoje tipicamente assimétrico, exigindo alto nível de proteção devido ao desconhecimento do momento e da direção pelo qual serão atingidos.
Segundo OGORKIEWICZ (OGORKIEWICZ, 1991), o desenvolvimento das proteções blindadas evoluiu ao ponto de não serem devidas unicamente a um único material da carroceria de uma viatura blindada, por exemplo, mas também aos sistemas de blindagem adicionais (metálicas, cerâmicas, compósitos) e blindagens reativas.
Dessa forma, em uma primeira análise, a união de materiais metálicos utilizados em porções estruturais, suscetíveis ao impacto balístico, poderia ser relegada em segundo plano, uma vez que existe a possibilidade de emprego de outros sistemas de blindagem. Em contrapartida, é pertinente ressaltar que o material de base apresenta propriedades mecânicas constantes e definidas pelo processo de fabricação a que são submetidos. Soma-se isso a eventual necessidade para que uma junta soldada resista ao impacto balístico. Neste contexto, o domínio dos efeitos da união por soldagem sobre as propriedades do aço balístico ganha importância.
16 1.3 OBJETIVO
O trabalho destina-se a avaliar e caracterizar as mudanças de microestrutura e propriedades mecânicas na zona termicamente afetada de quatro juntas soldadas do aço balístico ARMOX 500T, confeccionadas por dois processos (eletrodo revestido e MAG) e dois aportes térmicos (1 kJ/mm e 1,5 kJ/mm) diferentes para avaliar a influência desses fatores nas mudanças em questão. Para isso, utilizou-se microscopia ótica para analisar a evolução microestrutural, e ensaios de microdureza Vickers para analisar a mudança nas propriedades mecânicas.
17
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1 SOLDAGEM COMO MÉTODO DE UNIÃO
Segundo a Associação Americana de Soldagem (AWS), “soldagem é o processo de junção de materiais que produz a coalescência dos materiais mediante o aquecimento deles a temperatura apropriada com ou sem a aplicação de pressão ou com aplicação apenas de pressão e com ou sem o uso de material de enchimento".
Já BRACARENSE (BRACARENSE, 2009) define a soldagem como um método de união baseado em forças microscópicas, como brasagem e colagem, conseguida pela aproximação dos átomos ou moléculas das peças a serem unidas, ou destes e de um material intermediário adicionado à junta, até distâncias suficientemente pequenas para a formação de ligações químicas.
Como o processo de soldagem vem crescendo, sua aplicação se estende nas mais diversas áreas, sendo o mais importante processo de união de metais usado industrialmente (BRACARENSE, 2009).
2.2 PROCESSOS DE SOLDAGEM POR ARCO ELÉTRICO
O arco elétrico é a fonte de calor mais utilizada na soldagem por fusão de materiais metálicos, pela concentração suficiente de energia para fusão localizada do metal de base, facilidade de controle, baixo custo do equipamento e um nível não tão alto de riscos à saúde para os seus operadores (BRACARENSE, 2009).
No processo de soldagem a arco elétrico, estabelece-se uma diferença de potencial entre um eletrodo e os metais ao ligá-los nos terminais de uma fonte, permitindo a passagem de corrente e causando a sua fusão.
Os principais processos de soldagem por arco elétrico são apresentados abaixo. 2.2.1 SOLDAGEM POR ELETRODO REVESTIDO (SMAW)
O processo de soldagem por eletrodo revestido, ou do inglês shielded metal arc welding (SMAW), é um processo de união no qual um arco é gerado entre um eletrodo
18 consumível e revestido e a junta metálica. Uma alma metálica do eletrodo conduz a corrente elétrica de uma fonte de corrente para o arco elétrico e fornece metal de adição para a junta. Uma parte do calor do arco é perdida pela condução ou por efeito Joule (MESSLER, 2004). O processo está ilustrado na Figura 2.18- Soldagem por eletrodo revestido (MESSLER, 2004).
Figura 2.18- Soldagem por eletrodo revestido (MESSLER, 2004).
A composição do revestimento determina as características operacionais do eletrodo e influencia na composição química e nas propriedades mecânicas da junta (BRACARENSE, 2009).
Segundo BRACARENSE (BRACARENSE, 2009), além da função citada o revestimento apresenta também as seguintes finalidades: realizar ou possibilitar reações de refino metalúrgico, como desoxidação e dessulfuração; formar uma camada de escória protetora; facilitar a remoção de escória e controlar suas propriedades físicas e químicas; facilitar a soldagem nas diversas posições; dissolver óxidos e contaminações na superfície da junta; reduzir o nível de respingos e fumos; diminuir a velocidade de resfriamento da solda; possibilitar o uso de diferentes tipos de corrente e polaridade; e aumentar a taxa de deposição.
BRACARENSE (BRACARENSE, 2009) afirma que o processo SMAW apresenta grande versatilidade, devido ao custo relativamente baixo, simplicidade do equipamento e possibilidade de execução em locais de difícil acesso, podendo ser utilizada na manutenção de equipamentos em oficina ou em campo e na soldagem subaquática.
19 Apesar disso, por operar em correntes entre 50 a 300 A e 10 a 30 V, sua taxa de deposição varia entre 1 a 10 quilos por hora, apresentando consequentemente uma baixa produtividade. E por ser um processo manual, exige habilidade e treinamento do operador, produzindo uma baixa qualidade do acabamento da solda (MESSLER, 2004).
2.2.2 SOLDAGEM POR ARCO SUBMERSO (SAW)
A soldagem por arco submerso, ou do inglês submerged arc welding (SAW), é um processo de união no qual o arco, elétrico é estabelecido entre um eletrodo consumível e a peça, de modo que este fique encoberto por uma camada de fluxo granular, Em consequência disto, o arco elétrico não se torna visível, ou seja, encontra-se “submerso”. Por isso, esse processo é bem suave e estável, que gera poucos fumos de soldagem e quase nenhum respingo, resultando em cordões de solda com acabamento suave e com transição suave entre o metal de solda e o metal de base (BRACARENSE, 2009). O processo está ilustrado na Figura 2.19- Soldagem por arco submerso (MESSLER, 2004).
Figura 2.19- Soldagem por arco submerso (MESSLER, 2004).
Neste processo, a proteção da poça de fusão é realizada por uma camada de fluxo fundido e outra de partículas granulares não fundidas.
Apesar disso, devido ao fluxo de proteção, o processo apresenta limitação de posição, sendo adequado somente às posições plana e horizontal. Contudo, dispositivos especiais podem ser utilizados para permitir a soldagem de topo na posição plana, e a soldagem circunferencial pode ser realizada usando-se viradores de modo que a soldagem ocorra na posição plana (BRACARENSE, 2009).
20 Além disso, a alta intensidade de corrente utilizada gera um grande volume da poça de fusão, sendo adequada somente para a soldagem de peças de elevada espessura (BRACARENSE, 2009).
2.2.3 TIG (GTAW)
A soldagem TIG, ou do inglês gas tungsten arc welding (GTAW), é um processo de união no qual um arco é gerado entre um eletrodo não-consumível de tungstênio ou liga deste e a junta metálica (KOU, 2003). O processo está ilustrado na Figura 2.20- Processo de soldagem TIG (MESSLER, 2004).
Figura 2.20- Processo de soldagem TIG (MESSLER, 2004). A proteção do arco elétrico e da poça de fusão é feita por um gás inerte.
A corrente é controlada de forma que, quanto maior o seu valor, maior a penetração, permitindo a soldagem de peças com maior espessura ou aumento da velocidade de soldagem. Além disso, a taxa de deposição de metal de adição é baixa, fornecendo um maior controle da deposição de metal de adição e tornando o processo mais limpo, sendo preferível quando se solda juntas de pequena espessura.
Apesar disso, por trabalhar com maiores correntes, o risco de acidente e o custo de operação aumentam.
21 2.2.4 MIG/MAG (GMAW)
A soldagem pelo processo MIG/MAG, ou do inglês gás metal arc welding (GMAW), é um processo de união no qual o arco elétrico é gerado entre um eletrodo metálico consumível e a junta. Uma bobina fornece eletrodo consumível para o eletrodo automaticamente, garantindo uma alimentação contínua de metal de preenchimento à junta e conferindo ao processo uma elevada produtividade (MESSLER, 2004). O processo está ilustrado na Figura 2.21- Processo de soldagem GMAW (MESSLER, 2004).
Figura 2.21- Processo de soldagem GMAW (MESSLER, 2004).
O gás de proteção, além de proteger o arco e a poça de fusão da ação do ar, provê as características desejadas para o arco na confecção da junta. Uma variedade de gases pode ser utilizado no processo, podendo ser ativo (processo metal active gas, MAG) ou inativo (processo metal inert gas, MIG), dependendo da reatividade do metal soldado, do perfil da junta e das características exigidas do arco (MESSLER, 2004).
Uma grande vantagem desse processo é a capacidade de controlar o modo de transferência de metal fundido pela combinação de gás de proteção, tipo de fonte de energia, composição e dimensões do eletrodo, corrente e voltagem do arco e taxa de fornecimento de metal fundido (MESSLER, 2004). Esse controle é essencial para o acabamento da junta soldada, redução de respingos e soldagem de chapas de espessuras diferentes.
22 Além disso, o processo GMAW oferece flexibilidade e versatilidade, é automático, requer menor preparo do soldador do que o processo SMAW, e permite altas taxas de deposição (de cinco a vinte quilos por hora) e elevada eficiência (80 a 90%). Contudo, o custo da fonte de energia costuma ser alto e o processo possui limitações de aplicação em pequenas áreas e em cantos com ângulo (MESSLER, 2004).
2.3 A JUNTA SOLDADA
Segundo MESSLER (MESSLER, 2004), todo processo de soldagem que apresenta fusão do metal de base produz várias zonas distintas na junta soldada. Essas regiões são resultados de transformações de fase, observadas em um diagrama de fase, em condições de aquecimento e resfriamento fora do equilíbrio. Assim, quatro regiões distintas são formadas no caso de ligas de ferro, segundo a Figura 2.22.
Figura 2.22- Ilustração das regiões de uma junta de topo em uma liga de ferro (a) e em ferro puro (b): zona fundida (ZF); zona parcialmente fundida (ZPF); zona termicamente afetada (ZTA) e metal de base não afetado pela soldagem (MB). Apresenta-se também a fase
na qual cada região se encontra, tomando como base o diagrama de fases ferro-carbono (MESSLER, 2004).
23 Cada uma das regiões apresenta características diferentes, é são explidadas nos itens a seguir.
2.3.1 ZONA FUNDIDA (ZF) E ZONA PARCIALMENTE FUNDIDA (ZPF)
Em metais puros, a zona fundida é a porção de a junta cuja temperatura máxima atingida é superior à de fusão do metal de base. A composição da zona fundida pode diferenciar do metal de base pela evaporação de alguns elementos de liga, além da diluição do metal de adição, de seus elementos de liga e dos gases de proteção na junta soldada, conferindo à zona fundida microestrutura e propriedades diferentes. Ainda que a soldagem seja autógena, por ter sofrido fusão seguido de solidificação, a microestrutura e propriedades da zona fundida são modificadas (MESSLER, 2004).
Segundo MESSLER (MESSLER, 2004), para o caso de ligas metálicas define-se também a zona parcialmente fundida (ZPF), onde a temperatura atingida está entre a temperatura de equilíbrio sólido-líquido e a temperatura de fusão da liga. Nessa região, encontra-se uma mistura de fases sólida e líquida, de forma que quanto maior for a temperatura máxima, maior será a proporção de líquido.
2.3.2 ZONA TERMICAMENTE AFETADA (ZTA)
Segundo MESSLER (MESSLER, 2004), a aplicação de calor no processo de soldagem ocasiona uma mudança microestrutural e de propriedades na zona próxima da zona fundida, mesmo quando não ocorre fusão. Essa zona, denominada zona termicamente afetada (ZTA), inicia onde a temperatura do metal de base é inferior à temperatura de fusão, e se extende até onde a temperatura é alta e longa o suficiente, sob condições de desequilíbrio, para alterar a microestrutura e suas propriedades mecânicas.
Ou seja, não somente o valor da temperatura, mas também o tempo necessário para a ocorrência das transformações de fase e das reações é importante na mudança microestrutural e de propriedades (MESSLER, 2004).
Segundo MESSLER (MESSLER, 2004), o efeito da exposição a elevadas temperaturas na microestrutura e nas propriedades está relacionado com os mecanismos de aumento de resistência do material de base, que se restringem basicamente no refino de grão, encruamento e adição de elemento de liga.
24 O refino de grão é um mecanismo de aumento de resistência no qual a redução do diâmetro médio do grão aumenta a sua superfície de contornos, que impede o movimento de discordâncias e aumenta a resistência mecânica do material (CALLISTER, 2007).
Segundo CALLISTER (CALLISTER, 2007), o encruamento corresponde à realização de trabalho a frio com deformação plástica no material. Segundo DIETER (DIETER, 1981), a deformação plástica formadas promovem o aumento da densidade de discordâncias, forças contra o seu movimento, aumentando a resistência mecânica do material;
A adição de elemento de liga pela formação de solução sólida ou precipitação de fases acrescentam impurezas em solução sólida deformam o retículo cristalino, impondo tensões e deformações que dificultam a propagação de discordâncias. A precipitação de fases forma regiões heterogêneas na microestrutura, atuando como barreiras para a propagação de discordâncias. Em ambos os casos aumenta-se a resistência mecânica e diminui-se a ductilidade do material;
Brevemente, conclui-se que as características da ZTA dependem do tipo de material de base, ciclo térmico, ciclo de repartição térmica, processo e procedimento de soldagem.
2.4 SOLDAGEM DE AÇOS BALÍSTICOS 2.4.1 AÇOS BALÍSTICOS
Os aços balísticos podem ser classificados como aços baixa liga tratados termicamente, apresentando propriedades propícias para o seu emprego em blindagens (ADE, 1991). Segundo JORGE, LYRA, MARZANO, REBELLO e NUNES (JORGE, LYRA, MARZANO, REBELLO, & NUNES, 1987), para o bom desempenho desses aços em blindagens, várias propriedades são necessárias, dentre as quais a elevada resistência mecânica; peso compatível que permita a mobilidade e economia de material; boa tenacidade para absorver o choque sem fraturar; alta dureza superficial para resistir ao impacto da munição; e com soldabilidade para permitir a união de peças.
As características dos aços balísticos estão diretamente relacionadas com a sua composição química e tratamento térmico. Por apresentarem médio carbono, entre 0,25% e 0,5%, baixa proporção de elementos de liga, abaixo de 5%, e pela sua condição temperada e
25 revenida, tratamento térmico típico desta família de aços, permite-se a obtenção de uma microestrutura composta por martensita revenida a baixa temperatura, de modo que seja possível a combinação de dureza e tenacidade elevadas, essenciais para suportar os impactos de projéteis a determinadas velocidades (MADHUSUDHAN & MOHANDAS, 1996). No entanto, segundo KOU (KOU, 2003), essas características requerem cuidados na soldagem desses aços, uma vez que a elevada dureza fragiliza o material e possibilita o surgimento de trincas após a solda.
2.4.2 VISÃO GERAL DA SOLDABILIDADE DE AÇOS BAIXA LIGA TRATADOS TERMICAMENTE
Qualquer um dos processos comuns de soldagem pode ser utilizado para unir juntas de aços de baixa liga tratados termicamente. De uma forma geral, eles são soldados recozidos ou super-revenidos, com exceção das soldas de reparo, e posteriormente sofrem reaustenitização, têmpera e revenimento para atingir as propriedades mecânicas desejadas, ou pelo menos submetidos a um tratamento térmico de alívio de tensões ou revenimento para evitar a formação de trincas por hidrogênio (KOU, 2003).
Segundo KOU (KOU, 2003), em aplicações onde o metal de solda passe pelo mesmo tratamento térmico que o metal de base após a soldagem para apresentar resistência mecânica próxima, um metal de adição semelhante ao metal de base é utilizado.
Já em soldas de reparo, onde é possível utilizar metal recozido ou revenido, o metal de adição não precisa ser similar ao metal de base, passando a junta soldada por um alívio de tensões ou revenimento após a soldagem. Já quando não for possível o recozimento ou revenimento do aço antes da soldagem nem fazer um alívio de tensões após a soldagem , eletrodos com metal de adição austenítico ou com ligas de níquel podem ser utilizados. Assim, o metal de solda apresenta resistência mecânica menor e ductilidade maior do que o metal de base temperado e revenido, e portanto tensões oriundas do resfriamento podem resultar em deformações plásticas do metal de solda em vez de trincas na ZTA (KOU, 2003).
Um gráfico representativo da temperatura da junta soldada de aços baixa liga tratados termicamente em função do tempo na soldagem está representado na Figura 2.23- Representação da temperatura de aços baixa liga tratados termicamente em função do tempo durante a soldagem, para uma condição ideal em a) e uma condição não desejada em b). Af
26 representa a temperatura de austenitização da solda, e Mf representa a temperatura de fim de formação de martensita (KOU, 2003. A condição a) representa a ideal, uma vez que o resfriamento da junta até a temperatura inferior a de final de formação de martensita, Mf, impede a presença de austenita não transformada, ou retida, na solda, ao contrário da condição b). A austenita retida, por se encontrar em uma condição instável, pode se transformar em martensita mediante a solicitação mecânica da junta, fragilizando a estrutura e comprometendo a sua integridade.
Figura 2.23- Representação da temperatura de aços baixa liga tratados termicamente em função do tempo durante a soldagem, para uma condição ideal em a) e uma condição não
desejada em b). Af representa a temperatura de austenitização da solda, e Mf representa a temperatura de fim de formação de martensita (KOU, 2003)
Após a soldagem, sem haver o resfriamento da junta até a temperatura ambiente, é feito imediatamente o aquecimento da junta para alívio de tensões, a uma temperatura levemente inferior à de austenitização A1. Nesse processo, a martensita formada sofrerá revenimento, e, portanto poderá depois ser resfriada até a temperatura ambiente sem haver o risco de aparecimento de trincas. Após resfriada, a junta soldada pode então ser tratada termicamente para atingir a resistência e dureza desejada (KOU, 2003).
Para o caso do alívio de tensões não puder ser realizado logo após a soldagem, a temperatura da junta soldada pode ser elevada até 400°C, quando ocorre a formação de bainita para a maioria dos aços baixa liga. Mantendo essa temperatura por aproximadamente 1 h ou menos, a austenita retida pode se transformar em bainita, mais dúctil que a martensita. Assim, quando a junta é resfriada até a temperatura ambiente, não haverá formação de trinca
27 (KOU, 2003). Mais tratamentos térmicos podem ser utilizados depois para otimização das propriedades mecânicas e microestrutura da junta.
KOU (KOU, 2003) diz que para o caso do aço não poder ser tratado termicamente e deva ser temperado e revenido, o amolecimento da ZTA e a trinca por hidrogênio podem surgir. Nesse caso, para a redução do amolecimento, um menor aporte térmico deve ser empregado. Além disso, as temperaturas de preaquecimento, interpasse e de alívio de tensões devem estar pelo menos 50° C abaixo da temperatura de revenimento do metal de base, e a composição do metal de adição deve ser diferente do metal de base.
2.4.3 EFEITOS METALÚRGICOS DA SOLDAGEM DE AÇOS BALÍSTICOS
Tendo em vista as alterações de propriedades mecânicas e microestruturais pela soldagem, cuidados devem ser tomados para impedir que mudanças indesejadas de seu desempenho balístico ocorram.
A maioria dos defeitos que podem ocorrer em soldas de aços com teor de carbono superior a 0,25% vêm da formação de martensita na ZTA ou de trincas a frio, associadas à migração de hidrogênio da zona fundida para a zona termicamente afetada (EDWARDS & MATHEWSON, 1997), além da formação de austenita retida. Suas causas e soluções são apresentadas nos itens abaixo.
2.4.3.1 AUSTENITA RETIDA
Nos aços, a martensita é formada por uma transformação adifusional da austenita através do seu rápido resfriamento em água ou óleo, processo chamado têmpera.
Diferentemente do resfriamento lento, no qual a austenita formaria cementita acristalina e ferrita CCC, a têmpera tende a formar uma microestrutura tetragonal de corpo centrado tensionada e metaisntável, pois a difusão do carbono é impedida pelo resfriamento rápido seguido e redução de sua solubilidade, de forma que ele que passa a ocupar os interstícios da estrutura. Fatores que dificultam a difusão de carbono na microestrutura, como o alto teor de carbono, a presença de elementos de liga e o refinamento do grão austenítico, aumentam a facilidade de ocorrência da têmpera, isto é, sua temperabilidade.
28 A transformação da austenita em martensita pode não ocorrer completamente, devido à temperatura de resfriamento insuficiente ou às variações de volume sofridas na mudança de fase. A presença de austenita não transformada, ou austenita retida, é indesejável, pois, por ser instável, ela tende a se transformar em martensita a qualquer momento pela aplicação de solicitações ou deformações. A martensita formada, por ser frágil, forma trincas com maior facilidade. Na figura 2.7 ilustra-se a microestrutura martensítica com vestígios de austenita retida.
Figura 2.24- Microestrutura martensítica nas fases em formato de agulha,com austenita retida nas regiões brancas. Ampliação de 1220 vezes (CALLISTER, 2007).
Analisando o processo no diagrama TTT, a martensita apresenta temperaturas de início (MS) de formação, conforme ilustrado na figura 2.8. A temperatura MF, de final transformação da martensita, é apenas uma estimativa, tendo em vista a dificuldade de sua determinação experimental [KRAUSS, 2005]. A completa formação de martensita requer que MS seja atingido sem formação de perlita ou bainita, e que MF seja ultrapassado.
29 Figura 2.25- Representação no diagrama TTT da têmpera sem formação de
austenita retida (KRAUSS, 2005).
Para diferentes aços, as temperaturas MS e MF variam com o percentual de carbono e de elementos de liga (exceção do cobalto), de forma que, quanto maior é o percentual, menores são MS e MF e maior será o percentual de austenita retida para a mesma temperatura final de resfriamento, conforme se observa na figura 2.9.
Figura 2.26- Percentual de austenita retida em aços ferro-carbono à temperatura ambiente, detectada por difração de raios-X (MARDER & KRAUSS, 1967) (ROBERTS,
1953).
Para evitar a formação de austenita retida em aços martensíticos revenidos, as seguintes medidas podem ser tomadas: duplo revenimento do aço, garantindo que toda a
30 austenita retida eventualmente presente se transforme em martensita revenida; ou resfriamento até temperaturas bem inferiores a MS, pois a extensão de martensita formada é maior quanto maior a redução de temperatura, conforme mostra a figura 2.10.
Figura 2.27- Extensão de martensita formada em função da temperatura de resfriamento abaixo de MS (STEVEN & HAYNES, 1956)(HARRIS & COHEN, 1949)
(KOISTINEN & MARBURGER, 1959).
2.4.3.2 EVOLUÇÃO MICROESTRUTURAL E VARIAÇÃO DE DUREZA NA ZTA A microestrutura de um aço baixa liga tratado termicamente é tipicamente martensita revenida, mas o ciclo térmico da soldagem e a sua composição química modificam a microestrutura original, de forma que na ZTA observam-se diferentes regiões, ilustradas no diagrama de equilíbrio ferro-carbono na Figura 2.28- Evolução microestrutural em uma junta soldada (BRACARENSE, 2009).
31 Figura 2.28- Evolução microestrutural em uma junta soldada (BRACARENSE, 2009). A região mais próxima da zona parcialmente fundida é a zona de granulação grosseira, representada pela região 1 da Figura 2.28. Nela, a alta temperatura atingida permitiu a austenitização e crescimento do grão. Consequentemente, no resfriamento a microestrutura será formada de martensita com granulação grosseira. Ela apresenta elevada dureza, superior ao metal de base devido à microestrutura martensítica e alta concentração de carbono retido.
Seguindo em direção ao metal de solda, encontra-se logo depois a zona recristalizada, representada pela região 2 da figura 2.11. Nela, a temperatura atingida permitiu a formação de grãos austeníticos, porém menores do que da região 1. Consequentemente, no resfriamento a microestrutura será formada de martensita com granulação fina. Essa região apresenta elevada dureza, superior ao metal de base, devido à microestrutura martensítica, porém inferior à dureza da região 1, devido à menor concentração de carbono retido.
Depois dela, se encontra a zona parcialmente transformada, ou zona intercrítica, representada pela região 3 na figura 2.11. Essa região apresenta uma mistura de martensita com martensita revenida, apresentando dureza superior ao metal de base porém inferior à dureza da região 2.
Por último, antes do metal de base se encontra a zona revenida, ou zona subcrítica, representada na região 4 na figura 2.11. Nela, a temperatura atingida não foi suficiente para austenitizar o metal, consequentemente no resfriamento a microestrutura será formada de
32 martensita duplamente revenida, ou super-revenida, de dureza inferior ao metal de base devido à precipitação de carbono ocasionada pelo revenimento.
Essas quatro regiões e metal de base podem ser observadas na micrografia de uma junta soldada de aço balístico representada na figura 2.12. A evolução da dureza ao longo da junta soldada pelo processo SMAW pode ser observada na figura 2.13.
Figura 2.29- Microestrutura de uma junta de topo do aço balístico MIL A46100 soldado pelo processo SMAW (UNFRIED, 2009).
33 Figura 2.30- Parâmetros de soldagem e perfil de dureza de uma junta de aço de alta
resistência baixa liga soldado pelo processo SMAW (REDDY, 1998).
Em termos de efetividade na blindagem, a baixa dureza da ZF e a alta dureza seguida do amolecimento da ZTA são prejudiciais, prejudicando o desempenho balístico do aço. A baixa dureza da ZF e as regiões muito duras da ZTA apresentarão baixa resistência à penetração, enquanto a região amolecida se deformará facilmente com o impacto da munição (REDDY, 1998).
Segundo UNFRIED (UNFRIED, 2009), para contornar o problema de baixa dureza da ZF, pode-se realizar um processo de soldagem sem metal de adição ou adicionar carbono na ZF para aumentar sua dureza. A última alternativa, no entanto, pode aumentar a suscetibilidade de trinca a frio ou diminuir a soldabilidade.
Segundo EDWARDS e MATHEWSON (EDWARDS & MATHEWSON, 1997), para evitar a formação de martensita na ZTA, pode-se realizar preaquecimento da junta e múltiplos passes durante a soldagem para super-revenir a martensita.
UNFRIED (UNFRIED, 2009) diz que, para o controle do amolecimento da ZTA, pode-se: realizar tratamento térmico após a soldagem; utilizar processos de soldagem por fusão de alta densidade de energia; ou utilizar processos de soldagem em estado sólido,
34 verificando a possibilidade de empregar no aço balístico tendo em vista sua baixa conformabilidade.
2.4.3.3 TRINCA A FRIO (TRINCA POR HIDROGÊNIO)
A trinca a frio é a grande responsável pela alocação de significativos recursos financeiros durante a soldagem de aços temperados e revenidos e também a principal razão para o reparo durante a fabricação.
Esse efeito ocorre quando os quatro seguintes fatores estão presentes simultaneamente: hidrogênio no metal de solda: presença de tensões, como as oriundas do próprio processo de soldagem; microestrutura suscetível, como a martensita; e temperatura entre 100°C e 200°C (KOU, 2003). A escolha dos consumíveis (metal de adição e proteção) exerce uma forte influência nos fatores citados (MAGUDEESWARAN, 2009).
O hidrogênio pode ser introduzido por diferentes fontes, dentre as quais a umidade do ambiente, a natureza do revestimento do eletrodo (especialmente o celulósico), a graxa e demais impurezas na superfície do metal de base. Esse, quando introduzido no metal de solda, é convertido em sua forma iônica e se dissolve no metal fundido.
O mecanismo de formação da trinca por hidrogênio é ilustrado pela figura 2.14. No resfriamento, o metal de solda se transforma de austenita para ferrita e cementita, com menor solubilidade de hidrogênio, fazendo-o difundir para a zona termicamente afetada, neste momento com microestrutura austenítica. O resfriamento, no entanto, transforma essa austenita em martensita, fazendo com que o hidrogênio antes dissolvido fique retido na microestrutura devido à sua baixa solubilidade, enfraquecendo as forças coesivas e criando tensões internas. As tensões geradas por solicitações externas e pela mudança de volume podem atuar junto ao hidrogênio retido, podendo causar com o passar do tempo o trincamento e colapso do material (KOU, 2003).
35 Figura 2.31- Difusão do hidrogênio do metal de solda para a zona termicamente afetada. A temperatura de transformação para ferrita+perlita no metal de solda (TF) é superior
à temperatura de transformação de austenita para martensita na ZTA (TB) (KOU, 2003). Alguns exemplos de trincas a frio em juntas soldadas são ilustrados na figura 2.15.
Figura 2.32- a) Trinca por hidrogênio em juntas de topo: representação esquemática. b) Trinca por hidrogênio em junta de topo de aço baixa liga c) Trinca por hidrogênio em juntas de cunha: representação esquemática d) Trinca por hidrogênio em junta de cunha de
36 Em seu trabalho, MAGUDEESWARAN (MAGUDEESWARAN, 2009) cita três métodos que ajudam no controle da trinca a frio em aços temperados e revenidos de alta dureza quando o hidrogênio já se encontra na junta soldada.
O primeiro, denominado método do controle de temperatura, consiste na conservação da temperatura da junta soldada elevada por mais tempo para promover a difusão do hidrogênio contido no metal de solda.
O segundo, chamado método da transformação isotérmica se baseia no controle da taxa de resfriamento da ZTA para que a estrutura formada seja de uma estrutura menos dura e não-martensítica.
Por último, o terceiro método consiste o uso de aço inoxidável austenítico (ASS) como metal de adição, que possui boa resistência contra trinca a frio devido à alta solubilidade de hidrogênio na fase austenítica;
Investigações recentes revelam que soldagens em aços ferríticos de alta dureza ainda apresentam trincas a frio mesmo com consumíveis de ASS (AWS E312) (MAGUDEESWARAN, 2009). Atualmente, a utilização de consumíveis de aço ferrítico de baixo hidrogênio (LHF), sem propriedades higroscópicas, é feita na soldagem de aços temperados e revenidos (MAGUDEESWARAN, 2009). Apesar disso, verificou-se na soldagem FCAW do aço temperado e revenido AISI 4340 que as soldas por ASS apresentavam maior resistência à trinca a frio do que as soldas por LHF, por apresentarem menor difusibilidade de hidrogênio, menor resistência do metal de solda, menor dureza da ZTA, limite da zona de fusão menos extenso, grãos mais macios e menores tensões residuais (MAGUDEESWARAN, 2009).
Quando possível, medidas preventivas contra a introdução de hidrogênio também devem ser tomadas: preaquecimento e pós-aquecimento, escolha de eletrodos e consumíveis sem hidrogênio ou com baixo teor em sua composição; limpeza da superfície da junta e proteção adequada do arco elétrico e da zona fundida.
37 O código de construção de estrutura blindadas adotado pelos Estados Unidos da América, a norma U.S. Army Tank-Automotive and Armaments Command (TACOM), destina-se à descrição dos requisitos necessários para a execução, união por soldagem de estruturas de carros de combate balísticas e não balísticas. Através dessa norma, serão estudados os requisitos necessários para a confecção de uma junta soldada de aço.
A concepção de estruturas soldadas de aços balísticos contempla a realização de várias etapas. A primeira consiste no projeto da junta soldada, porém a norma TACOM não aborda essa parte do procedimento, sendo a mesma de responsabilidade do projetista.
Em seguida, quando a junta soldada segue uma série de requisitos, especificados na seção 3 da norma TACOM, ela é dispensada da execução de testes para a sua qualificação e aprovação, e a junta pode ser confeccionada segundo uma especificação de Procedimento de Soldagem (EPS) pré-qualificada, ou seja, com os parâmetros de soldagem já determinados na norma. Caso contrário, EPSs que não seguem os requerimentos da seção 3 devem ser qualificadas por testes de acordo com a seção 4 da mesma norma, que aborda a qualificação de EPSs.
Em situações em que a EPS pré-qualificada pela norma não atende à junta a ser confeccionada, há a necessidade de qualificação de um procedimento de soldagem e este passa a ser denominado EPS. Os resultados dos ensaios, mecânicos e não destrutivos, requeridos para a qualificação do procedimento são agrupados em um documento denominado Registro de Qualificação de Procedimento de Soldagem (RQPS). Essas informações estão presentes na seção 4 da norma TACOM.
Após a confecção da EPS, qualificada ou não, passa-se para a fase da fabricação da junta. Assim, existem requisitos, especificados na seção 5 da norma e válidos para aços de blindagem ou não, para a produção de estruturas soldadas.
Uma vez fabricada, a junta soldada deve passar por inspeção. Para essa fase, existem critérios, apresentados na seção 6 da norma, para a qualificação do inspetor, responsabilidades do inspetor, execução de ensaios não-destrutivos e aceitação de descontinuidades.
O código TACOM aborda a utilização em soldagem de aços balísticos além de aços adotados em diversos outros códigos, tais como ASME Boiler and Pressure Vessel Code,
38 normas AWS, normas API, e Normas do Canadian Welding Bureau. Cabe salientar que a norma não pode ser utilizada para a soldagem em vasos de pressão e dutos.
2.5.1 PRÉ-QUALIFICAÇÃO DE EPS
Quando atendidos os requisitos apresentados na seção 3 da norma, os processos pré-qualificados são: eletrodo revestido (SMAW); arco submerso (SAW); MIG/MAG (GMAW), com exceção de GMAW-S e GMAW-P, com modos de transferência por curto-circuito e pulso, respectivamente; e arame tubular (FCAW). Outros processos de soldagem podem ser pré-qualificados, desde que sua Especificação de Procedimento de Soldagem (EPS) já esteja qualificada por testes conforme descrito na seção 4 da norma (Qualificação de EPS). Junto dos testes, a EPS e os limites das variáveis especificadas na EPS (variáveis essenciais) devem ser estabelecidos. A modificação de qualquer variável essencial para fora do limite estabelecido requer uma nova requalificação.
A pré-qualificação de um processo de soldagem existe apenas para determinadas combinações de metal de base e metal de adição, com suas respectivas espessuras, mínimas temperaturas de preaquecimento e interpasse. Um extrato das combinações de metal de base e metal de adição e mínimas temperaturas de interpasse e preaquecimento pré-qualificados estão nas tabelas 2.1 e 2.2, respectivamente.
Tabela 2.1-- Extrato da norma TACOM. Combinação de metal de base e metal de adição pré-qualificados.
39 Tabela 2.2- Extrato da norma TACOM. Mínimas temperaturas de preaquecimento e
40 Assim, os seguintes parâmetros são especificados na pré-qualificação: máximo diâmetro do eletrodo; máxima corrente; máxima espessura do passe de raiz; máxima espessura do passe de solda; máxima largura de passe único. Cada um desses parâmetros anteriores é específico para um processo de soldagem, posição e tipo de junta. O extrato de um trecho da tabela com os parâmetros pré-qualificados da EPS estão na tabela 2.3.
Tabela 2.3- Extrato da norma TACOM. Requisitos da pré-qualificação do processo de soldagem.
41 2.5.2 QUALIFICAÇÃO DE EPS
Quando a EPS pré-qualificada pela norma não atende às condições da junta a ser confeccionada, necesita-se da qualificação do processo de soldagem, e para isso, RQPS devem ser elaboradas para gravar os resultados de ensaios, mecânicos e não-destrutivos, que aprovam essa EPS. Os parâmetros que, quando modificados acima de um determinado limite, exigem a requalificação de uma EPS, estão apresentados na tabela 2.4.
Tabela 2.33- Extrato do código TACOM para a avaliação das variáveis de soldagem. A letra “Q” indica uma variável de qualificação para qualquer aplicação, e “T” uma variável
42 Nesse contexto, uma RQPS pode requerer o suporte de mais de uma EPS, assim como uma EPS pode suportar mais de uma RQPS.
A partir do momento que os resultados obtidos nos ensaios mecânicos e ensaios não destrutivos são considerados aceitáveis, a documentação de todas as variáveis em conjuntos com os ensaios realizados dão origem ao RQPS. Em consequência disto, a RPQS passa a suportar a EPS, ou seja, o emprego das variáveis de soldagem contidas na EPS é capaz de proporcionar a confecção de uma junta soldada aceitável segundo o código TACOM.
Os ensaios necessários para a qualificação do procedimento de soldagem são ilustrados na tabela 2.5.
Tabela 2.34- Extrato da norma TACOM. Testes requisitados para a qualificação do procedimento de soldagem.
43 2.5.3 FABRICAÇÃO
A norma TACOM trata da fabricação de estruturas soldadas para fins balísticos e não balísticos.
Na fabricação, são especificados o metal de base e sua preparação; os consumíveis de soldagem, envolvendo a proteção da junta soldada, e as condições de armazenamento do eletrodo; as condições ambiente de soldagem; controle de distorção e contração ocasionadas pelo resfriamento; e vários parâmetros.
2.5.3.1 GÁS DE PROTEÇÃO
Segundo a norma TACOM, existem especificações para o gás de proteção do processo de soldagem, dentre os quais: o gás de proteção deve apresentar temperatura de condensação inferior a -40°C; e para misturas gasosas, o percentual de cada gás deve estar conforme especificado na EPS.
44 Segundo a norma TACOM, o eletrodo para a soldagem deve estar seco e em condições de uso. Para o processo SMAW, por exemplo, o eletrodo deve estar conforme as especificações da última edição da ANSI/AWS A5.1, para eletrodos de aço carbono, ANSI/AWS A5.5, para eletrodos de aço baixa liga, ou ANSI/AWS A5.4, para eletrodos de aço austenítico.
2.5.3.3 CONDIÇÕES DE COMPRA, ARMAZENAMENTO E REUTILIZAÇÃO DOS ELETRODOS
Na compra dos eletrodos, os mesmos devem ser estar confinados em depósitos hermeticamente fechados. Quando abertos, os eletrodos devem ser confinados em depósitos a uma temperatura mínima de 250°F por pelo menos 4 horas.
Quando passado um determinado tempo de exposição ao ambiente atmosférico, apresentado na tabela 2.6, os eletrodos devem ser aquecidos a uma determinada temperatura por um mínimo intervalo de tempo:
Tabela 2.35- Extrato da norma TACOM que apresenta o tempo máximo de exposição do eletrodo à atmosfera.
Segundo a norma TACOM, eletrodos com revestimento de baixo hidrogênio de acordo com a ANSI/AWS A5.1 ou A5.4 devem ser aquecidos a uma temperatura entre 500°F a 800°F por pelo menos 2 horas. Já eletrodos com revestimento de baixo hidrogênio de acordo com a ANSI/AWS A5.5 devem ser aquecidos a uma temperatura entre 700°F e 800°F por pelo menos 1 hora.
45 Vale lembrar que os eletrodos podem ser aquecidos somente uma vez. Além disso, quando molhados, os eletrodos devem ser descartados.
2.5.3.4 TEMPERATURAS DE REAQUECIMENTO E INTERPASSE
Segundo a norma TACOM, quando requerido, o metal de base deve ser aquecido a uma temperatura igual ou maior do que a determinada na EPS. Pra uma combinação de metais de base, a temperatura mínima deve ser a maior temperatura entre esses metais. A mínima temperatura interpasse segue a mesma ideia, salvo determinado em EPS.
2.5.4 INSPEÇÃO
As inspeções são realizadas com o intuito de verificar a conformidade da junta, evitando o seu colapso. As inspeções dividem-se em inspeção de fabricação e inspeção de verificação. A primeira é feita antes da montagem, durante a montagem, durante a soldagem e logo após a soldagem. Já a segunda é feita após um longo tempo da confecção da junta.
Além de inspeções na junta soldada, deve haver inspeção do operador de soldagem, tanto em sua qualificação quanto em seu trabalho de soldagem, sendo o primeiro feito pelo contratador e o segundo pelo inspetor de solda.
Na inspeção visual de juntas, observam-se a presença de fraturas, falta de fusão, crateras e poros. Os critérios de aceitação dependerão da junta ser não crítica, isso é, cuja falha não comprometa a vida de pessoas ou a realização de uma função, e crítica. O seu critério de aceitação está apresentado na tabela 2.7.
Tabela 2.36- Extrato da norma TACOM. Critério de aceitação do ensaio visual de juntas soldadas.
46 Quando for utilizado, seu procedimento deve ser estar de acordo com a ASTM E142. O seu critério de aceitação está apresentado na tabela 2.8.
Tabela 2.37- Extrato da norma TACOM. Critério de aceitação do ensaio radiográfico de juntas soldadas.
47 Quando o ensaio por ultrassom for utilizado, seu procedimento é apresentado na seção B e o critério de aceitação na tabela B3.4 da norma TACOM. O seu critério de aceitação está apresentado na tabela 2.9.
Tabela 2.38- Extrato da norma TACOM. Critério de aceitação do ensaio ultrassom de juntas soldadas.
Quando o ensaio por partícula magnética for utilizado, seu procedimento deve ser estar de acordo com a ASTM E1444. O seu critério de aceitação é o mesmo que da inspeção visual.
48 O ensaio por líquido penetrante é utlizado para detectar descontinuidades abertas na superfície, se baseando na ASTM E165, e os padrões de aceitação apresentados na tabela 6.1 da norma TACOM. O seu critério de aceitação é o mesmo que da inspeção visual.
3 MATERIAIS E MÉTODOS
3.1 METAL DE BASE
O metal de base utilizado foi o aço balístico ARMOX 500T, e sua composição química é apresentada na tabela 3.1.
Tabela 3.1 - Composição química nominal do aço ARMOX 500T, conforme o fabricante (SSAB TECHNOLOGY AB, 2011).
3.2 CONFECÇÃO DAS JUNTAS SOLDADAS
Com o objetivo de estudar a influência da soldagem nas mudanças microestruturais e de propriedades mecânicas do metal de base, foram confeccionadas quatro juntas soldadas, duas pelo processo de soldagem a arco elétrico com eletrodo revestido (SMAW) e duas pelo processo MAG (GMAW), e para cada um dos processos, dois aportes térmicos diferentes: 1,0 kJ/mm e 1,5 kJ/mm.
As juntas soldadas são submetidas ao preaquecimento, sendo de 150°C quando o aporte térmico é de 1,0 KJ/mm e 125°C para o aporte térmico de 1,5 KJ/mm, conforme a orientação do fabricante (SSAB OXELÖSUND AB, 2011). O método de aquecimento foi por chama e a temperatura monitorada por meio de um pirômetro ótico de modo que nunca fosse superior a 200°C.
49 O consumível utilizado em ambos os processos é ferrítico, sendo o AWS A5.1 E7018 com diâmetro de 3,25 mm para o processo SMAW, e o AWS A5.18 ER70S6 com diâmetro de 1 mm para o processo GMAW. Nesse último caso, o gás de proteção é composto por 85% de argônio e 15% de dióxido de carbono.
O equipamento de soldagem foi uma fonte de energia HELIARC 355, da ESAB para o processo SMAW, e uma fonte de eneria LAI 400 e alimentador de aram MEF 44N, ambos da ESAB, para o processo GMAW.
As juntas foram confeccionadas a partir da deposição de cordões de solda sobre chapa (“bead on plate”) utilizando corpos de prova com dimensões de 100x100 mm e deposição segundo a direção de laminação. Essa metodologia foi adotada pela maior simplicidade para a análise dos efeitos da soldagem sobre a ZTA e também pelo menor custo.
A obtenção dos corpos de prova com dimensões de 100x100 mm foi realizada por meio de corte por jato d’água de chapas de 500x500 mm, executado pela empresa MAEMFE. Esse tipo de corte foi escolhido por não introduzir alterações microestruturais devido ao aquecimento.
No processo GMAW foi empregado um mecanismo de tracionamento da tocha, de modo a tornar a soldagem mecanizada.
Em todas as juntas, a abertura do arco foi realizada a uma distância de, no mínimo, 50 mm antes de alcançar o corpo de prova.
O controle da temperatura interpasse e de preaquecimento foi realizado por meio de um pirômetro ótico.
3.3 PREPARAÇÃO DAS JUNTAS SOLDADAS
No trabalho, as macrografias e micrografias das quatro juntas soldadas foram analisadas e comparadas, sendo analisada somente a ZTA do primeiro passe da solda.
As juntas soldadas recebidas foram inicialmente lixadas em sua seção transversal com lixas de granulometria de até 1200 mesh. Depois, foram submetidas ao polimento com pasta de diamante de diferentes granulometrias (6 μm, 3 μm, 1 μm).
50 Após o lixamento e polimento, foi realizado ataque com nital 2% (ácido nítrico e álcool etílico) por imersão e na temperatura ambiente.
3.4 ENSAIO DE MICRODUREZA
O equipamento utilizado foi um micrômetro Micromet 2003, produzido pela Buehler, e medida em microdureza Vickers com 0.2 kgf de força.
Para a medição da microdureza, foram feitas medições partindo do metal de solda e progredindo em direção ao metal de base. Por limitações de espaço do microdurômetro e dimensões da peça, as medições de microdureza foram tomadas na direção paralela à aresta lateral da peça.
51 3.5 CARACTERIZAÇÃO DAS JUNTAS SOLDADAS
3.5.1 MACROESTRUTURA DAS JUNTAS SOLDADAS
As macrografias das juntas soldadas pelos processos SMAW e GMAW, para os aportes térmicos de 1,0 kJ/mm e 1,5 kJ/mm, estão representadas nas figuras 3.1, 3.2, 3.3 e 3.4.
Figura 3.1- Macrografia da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1 kJ/mm. As regiões numeradas correspondem a: 1) Metal de solda; 2) Martensita grosseira; 3)
Martensita fina; 4) Martensita super-revenida; 5) Metal de base. Ampliação de 100x.
Figura 3.2- Macrografia da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm. As regiões numeradas correspondem a: 1) Metal de solda; 2) Martensita grosseira; 3)
52 Figura 3.3- Macrografia da junta soldada pelo processo GMAW com aporte térmico de 1 kJ/mm. As regiões numeradas correspondem a: 1) Metal de solda, 2) Martensita grosseira; 3) Martensita fina; 4) Martensita super-revenida; 5) Metal de base. Ampliação de
100x.
Figura 3.4- Macrografia da junta soldada pelo processo GMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm. As regiões numeradas correspondem a: 1) Metal de solda; 2) Martensita grosseira; 3)
Martensita fina; 4) Martensita super-revenida; 5) Metal de base. Ampliação de 100x. O perfil das juntas soldadas pelo processo GMAW, nas figuras 3.3 e 3.4, apresenta uma penetração típica da utilização de argônio na mistura do gás de proteção. Este gás confere um perfil de penetração profundo na direção do arco elétrico e mais raso nas laterais e
53 é também conhecido como perfil “dediforme”, conforme diz BRACARENSE (BRACARENSE, 2009).
Comparando duas juntas soldadas de mesmo processo de soldagem, mas diferentes aportes térmicos , isto é, comparando as figuras 3.1 e 3.2 ou 3.3 e 3.4, verifica-se que a maior quantidade de calor fornecida (aporte térmico) provoca uma maior extensão da ZTA., justificada pelo aumento da temperatura máxima atingida em cada ponto. Além disso, o aumento do aporte térmico aumenta a velocidade de resfriamento, facilitando a formação de martensita.
Comparando juntas de mesmo aporte térmico, mas processos de soldagem diferentes, isto é, as figuras 3.1 e 3.3 ou 3.2 e 3.4, verificou-se que o processo SMAW apresenta uma zona termicamente afetada mais extensa, atribuindo esse fato à menor eficiência de emprego do calor para a soldagem, ou seja, maiores perdas de calor para a vizinhança.
3.5.2 MICROESTRUTURA DAS JUNTAS SOLDADAS
A análise micrográfica das juntas soldadas foi realizada em paralelo com a análise macrográfica. As micrografias das juntas estão representadas nas figuras 3.5, 3.6, 3.7 e 3.8.
54 Figura 3.5- Micrografia da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1,0 kJ/mm. As regiões correspondem a: a) Martensita grosseira; b) Martensita fina; c) Martensita
55 Figura 3.6- Micrografia da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm. As regiões correspondem a: a) Martensita grosseira; b) Martensita fina; c) Martensita
56 Figura 3.7- Micrografia da junta soldada pelo processo GMAW, aporte térmico de 1,0 kJ/mm. As regiões correspondem a: a) Martensita grosseira; b) Martensita fina; c) Martensita
57 Figura 3.8- Micrografia da junta soldada pelo processo GMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm. As regiões correspondem a: a) Martensita grosseira; b) Martensita fina; c) Martensita
super-revenida; d) Metal de base. Ampliação de 500x.
Verifica-se que o perfil dos cordões atende ao prescrito segundo BRACARENSE (BRACARENSE, 2009).
Comparando duas juntas soldadas pelo mesmo processo mas aportes térmicos diferentes, isto é, comparando as figuras 3.5 e 3.6 ou 3.7 e 3.8, verifica-se que o aumento do aporte térmico aumenta o tamanho do grão, justificado pela maior temperatura máxima atingida e maior velocidade de resfriamento.
Comparando os processos de soldagem, verifica-se que o SMAW, com menor eficiência de transferência de energia, propiciou a formação de uma microestrutura mais afetada pelo calor e com isso maior precipitação de carboneto.
58 3.6 AVALIAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS POR PERFIL DE DUREZA
O ensaio de microdureza foi realizado nas peças logo após as análises macrográficas e micrográficas. Os resultados estão apresentados nas figuras 3.9, 3.10, 3.11 e 3.12.
Figura 3.9- Microdureza da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1,0 kJ/mm.
Figura 3.10- Microdureza da junta soldada pelo processo SMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm.
59 Figura 3.11- Microdureza da junta soldada pelo processo GMAW, aporte térmico de
1,0 kJ/mm.
Figura 3.12- Microdureza da junta soldada pelo processo GMAW, aporte térmico de 1,5 kJ/mm.
Verifica-se que os perfis de dureza estão de acordo com observado por REDDY (REDDY, 1998), como se observa na figura 3.13.
60 Figura 3.13- Comparação do perfil de dureza da junta soldada pelo processo SMAW
1,5 kJ/mm com o perfil de dureza obtido por REDDY (REDDY, 1998).
A curva da temperatura em função da distância na junta (curva de repartição térmica) e o ciclo térmico pode ser observado na figura 3.14, onde a temperatura do diagrama corresponde à máxima temperatura atingida. Observa-se na figura 3.14 que, à medida que se afasta do cordão de solda, a temperatura máxima e a taxa de resfriamento diminuem. Juntas, a temperatura e a taxa de resfriamento permitem avaliar a microestrutura e dureza de cada região, uma vez que a primeira relaciona-se com a transformação de fase, enquanto a segunda relaciona-se com a difusão: quanto maior a taxa de resfriamento, mais difícil de ocorrer a difusão (BRACARENSE, 2009).
Figura 3.14- Temperatura máxima em função do tempo para cada ponto da ZTA, gráfico denominado ciclo térmico. Ao unir os pontos de máximo de cada um dos gráficos do
61 As primeiras medições de dureza foram feitas no metal de solda. No ponto da ZTA com temperatura logo abaixo da temperatura de fusão, a dureza apresenta um valor máximo, pois a elevada temperatura máxima desta região causa austenitização e crescimento de grão, formando no final do resfriamento martensita grosseira, e a elevada taxa de resfriamento reduz a precipitação de carboneto.
Reduzindo a temperatura até a temperatura A3 (zona supercrítica), acontece uma queda na dureza, pois a redução da temperatura máxima atingida causa austenitização mas diminuição do tamanho do grão, formando no final do resfriamento martensita fina, e a redução da taxa de resfriamento aumenta a precipitação de carboneto.
Entre as temperaturas A1 e A3 (zona intercrítica), apenas uma fração da microestrutura, que reduz com a queda da temperatura, sofre austenitização e posterior transformação em martensita. A fração não transformada, que aumenta com a queda da temperatura, sofre revenimento formando martensita super-revenida, de dureza inferior ao metal de base. Nessa região de mistura de fases, a austenita retida exerce uma influência considerável na dureza, de forma que um ponto de mínima dureza ocorre devido à contribuição da baixa dureza da martensita super-revenida, elevada dureza da martensita e elevada dureza da austenita retida.
Na zona abaixo da temperatura A1 (zona subcrítica) não ocorre austenitização, de forma que a microestrutura sofre super-revenimento formando martensita super-revenida, com elevada precipitação de carbono e dureza inferior à do metal de base.
Após o vale de dureza, esta volta a crescer, uma vez que ocorre a transição do material super-revenido para o metal de base.
Estima-se que o metal de base tenha dureza de 350 HV, como observado na figura 3.11 pelo patamar atingido nas últimas medições. Nas figuras 3.9, 3.10 e 3.12 não foi atingido esse valor, sendo aferidos pontos com dureza inferior por estarem na zona de martensita super-revenida. Isso ocorre por limitações de espaço da peça e do microdurômetro, não sendo possível abranger toda a ZTA.
Esta limitação também influencia no comprimento da ZTA das figuras 3.9 a 3.12, uma vez que as medidas de dureza foram tomadas em uma direção paralela à aresta lateral da barra
62 de aço, aumentando o tamanho da ZTA analisada, sendo este fato agravado pelo formato “dediforme” do cordão de solda nos processos GMAW, figuras 3.11 e 3.12.
A presença de austenita retida justifica a aferição de picos de dureza conforme observado nas figuras 3.9 (oitava marcação), 3.10 (oitava marcação) e 3.12 (12° marcação).
Considerando as variações de dureza da ZTA, o processo de soldagem SMAW com aporte de 1,5 kJ/mm é o que menos provoca variações de dureza do metal de base, de valor 350 HV 0.2.
