PAULO TANCREDO DE CAMPOS
CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA E MICROESTRUTURAL
DE JUNTAS SOLDADAS PELOS PROCESSOS
MIG/MAG (GMAW) E ARAME TUBULAR (FCAW)
MESTRADO EM
ENGENHARIA MECÂNICA
PUCPR
CURITIBA 2005
PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO PARANÁ
PAULO TANCREDO DE CAMPOS
CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA E MICROESTRUTURAL
DE JUNTAS SOLDADAS PELOS PROCESSOS
MIG/MAG (GMAW) E ARAME TUBULAR (FCAW)
CURITIBA AGOSTO / 2005
PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO PARANÁ
PAULO TANCREDO DE CAMPOS
CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA E MICROESTRUTURAL
DE JUNTAS SOLDADAS PELOS PROCESSOS
MIG/MAG (GMAW) E ARAME TUBULAR (FCAW)
CURITIBA AGOSTO / 2005
Dissertação apresentada como requisito parcial à obtenção do grau de Mestre em Engenharia Mecânica, Curso de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica, Departamento de Ciências Exatas e de Tecnologia, Pontifícia Universidade Católica do Paraná.
Orientador: Prof. Dr. Ricardo Diego Torres
PONTIFÍCIA UNIVERSIDADE CATÓLICA DO PARANÁ CENTRO DE CIÊNCIAS EXATAS E DE TECNOLOGIA – CCET PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA –
PPGEM
Dissertação de Mestrado
CARACTERIZAÇÃO MECÂNICA E MICROESTRUTURAL DE
JUNTAS SOLDADAS PELOS PROCESSOS MIG/MAG (GMAW) E
ARAME TUBULAR (FCAW)
Autor: Paulo Tancredo de Campos
________________________________________ Prof. Dr. Ricardo Diego Torres (Orientador) Curso de Engenharia Mecânica (PUC-PR)
________________________________________ Prof.a Dr.a Karin Soldatelli Borsato (Co-orientadora) Curso de Engenharia Mecânica (PUC-PR)
________________________________________ Prof. Dr. Aleir Antônio Fontana de Paris
Universidade Federal de Santa Maria - UFSM
________________________________________ Prof. Dr. Irionson Antônio Bassani
Curso de Engenharia Mecânica (PUC-PR)
CURITIBA AGOSTO / 2005
RESUMO
Os processos de soldagem MIG/MAG e Arame Tubular são amplamente aplicados na indústria de petróleo. Ambos os processos podem ser aplicados em uma variedade de aços, tais como baixo carbono, inoxidável entre outras ligas ferrosas. Outra característica importante destes dois processos é a excelente produtividade devida a possibilidade de automação dos equipamentos. Estes dois processos já são empregados a nível industrial, entretanto, as diferenças em termos microestruturais e propriedades mecânicas foram pouco exploradas a nível científico. O objetivo principal deste projeto de pesquisa é determinar a microestrutura e o comportamento mecânico do MIG/MAG e do Arame Tubular quando as juntas são soldadas submetidas à pulsação térmica. As juntas soldadas pelo processo Arame Tubular apresentaram uma microestrutura mais fina bem como uma maior tenacidade. O Arame Tubular resultou em um metal de solda com dureza mais elevada. Por outro lado, o gradiente de dureza é mais elevado para as juntas do Arame Tubular.
ABSTRACT
The GMAW and FCAW welding processes are been applied mostly in the oil industry. Both processes can be applied in a variety of steels, such as low carbon, stainless among other ferrous alloys. Another important feature of these two processes is the high productivity due the automatization of the equipments. Even thought these two processes are already an industrial reality the difference in terms of microstructure and mechanical response are not been well establish. The main goal of this research project is to determine the microstructure and mechanical behavior of the GMAW and FCAW when the joints are produced under Thermal Pulsation. The FCAW joint showed a finer microstructure as well as higher toughness. The FCAW showed a higher hardness in the weld metal. On other hand, the hardness gradient is higher for the FCAW joints.
Agradecimentos
Aos meus pais e à minha irmã pelo incentivo e motivação. À minha esposa pela compreensão e apoio nas horas difíceis.
Aos professores Ricardo Diego Torres e Karin Soldatelli Borsato pela orientação e amizade.
Ao Túlio Fernades dos Santos pelo incentivo, orientação e amizade. Aos meus amigos.
“É muito mais honrado erguer-se a lutar mesmo tendo que correr o risco do insucesso, do que unir-se aos pobres de espírito que não perdem e não vencem e por isso acabam morrendo sem viver."
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ... 1
2 OBJETIVO ... 2
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 3
3.1 PROCESSO MIG/MAG ... 3
3.1.1 INFLUÊNCIA DO TIPO DO GÁS DE PROTEÇÃO NO PROCESSO MIG/MAG ... 4
3.1.2 VANTAGENS E LIMITAÇÕES DO PROCESSO MIG/MAG... 5
3.1.3 PRINCIPAIS VARIÁVEIS DE SOLDAGEM ... 6
3.1.4 MODOS DE TRANSFERÊNCIA DE METAL DE ADIÇÃO ... 7
3.2 PROCESSO ARAME TUBULAR... 9
3.2.1 APLICAÇÕES ... 10
3.2.2 VANTAGENS E LIMITAÇÕES DO PROCESSO ARAME TUBULAR ... 11
3.2.3 GENERALIDADES... 11
3.3 MODO PULSADO ... 13
3.3.1 VANTAGENS E DESVANTAGENS DO MODO PULSADO ... 13
3.3.2 CONTROLE DO MODO PULSADO... 14
3.4 MODO PULSADO TÉRMICO... 16
3.4.1 PRINCIPAIS VANTAGENS E DESVANTAGENS DO MODO PULSADO TÉRMICO... 16
3.4.2 CONTROLE DO MODO PULSADO TÉRMICO ... 17
3.5 METALURGIA DA SOLDAGEM... 18
3.5.1 REGIÕES DA JUNTA SOLDADA ... 18
3.5.2 APORTE TÉRMICO ... 18
3.5.3 ZONA TERMICAMENTE AFETADA ... 21
3.5.4 ZONA FUNDIDA ... 22
3.5.5 ZONA DE LIGAÇÃO ... 26
4 MATERIAIS E MÉTODOS... 27
4.1 CONDUÇÃO DOS EXPERIMENTOS ... 27
4.1.1 ANÁLISE ESTATÍSTICA ... 28
4.2 PROCEDIMENTO DE SOLDAGEM... 29
4.2.1 TESTES PRELIMINARES... 32
4.3 ENSAIOS MECÂNICOS... 35 4.3.1 ENSAIO DE TRAÇÃO... 36 4.3.2 ENSAIO DE IMPACTO ... 36 4.3.3 ENSAIO DE DUREZA ... 37 4.4 CARACTERIZAÇÃO MICROESTRUTURAL... 38 5 RESULTADOS E ANÁLISES ... 38 5.1 TESTES PRELIMINARES... 38 5.1.1 MICROESTRUTURA ... 39 5.1.2 ENSAIO DE DUREZA ... 40 5.2 TESTES FINAIS... 41 5.2.1 PROCEDIMENTO DE SOLDAGEM... 41 5.2.2 MACROGRAFIAS ... 43 5.2.3 CARACTERIZAÇÃO MICROESTRUTURAL... 47 5.2.3.1 ZONA FUNDIDA... 47
5.2.3.2 ZONA TERMICAMENTE AFETADA ... 48
5.2.3.3 ZONA DE LIGAÇÃO... 49 5.2.4 ENSAIOS MECÂNICOS... 50 5.2.4.1 ENSAIO DE TRAÇÃO ... 50 5.2.4.2 ENSAIO DE IMPACTO... 52 5.2.4.3 ENSAIO DE DUREZA ... 53 6 CONCLUSÃO... 56
7 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 57
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 3.1 – Representação esquemática do processo MIG/MAG. ... 3
Figura 3.2 – Efeito da condutibilidade térmica do gás de proteção sobre a forma da coluna de plasma, (Quites, 2002). ... 5
Figura 3.3 – Representação esquemática do processo Arame Tubular (Araújo, 2004). ... 9
Figura 3.4 – Geometria do cordão de solda. Esquerda: arame maciço com formação do finger; direita: Arame Tubular, (Araújo, 2004). ... 12
Figura 3.5 – Principais variáveis do modo pulsado. ... 14
Figura 3.6 – Exemplo da forma de onda da corrente x tempo para o modo pulsado. A linha vermelha corresponde à corrente média de soldagem... 15
Figura 3.7 – Exemplo da forma de onda da corrente x tempo para o modo pulsado com pulsação térmica. A linha vermelha corresponde à corrente média durante o período de base térmica (160A) e o período de pulso térmico (240A). A linha verde indica a corrente média de soldagem resultante (200A)... 17
Figura 3.8 – Regiões de uma junta soldada. ... 18
Figura 3.9 – Repartição térmica, (FBTS, 2000)... 19
Figura 3.10 – Repartição térmica x Diagrama de Fases, (AWS,1995)... 20
Figura 3.11 – Ciclo térmico de uma junta soldada (metal base Aço API 5L) com arame tubular (medido a 7,0mm do centro da solda) utilizando-se temperaturas de pré-aquecimento (Tpa) de 25°C e 95°C, (Santos Neto, 2003). ... 20
Figura 3.12 – Influência do pré-aquecimento na largura e na dureza da zona termicamente afetada. Caso 1 sem pré-aquecimento onde B – A corresponde à largura da ZTA. Caso 2 com pré-aquecimento onde C – A corresponde à largura da ZTA, (AWS,1995). ... 21
Figura 3.13 – Influência do pré-aquecimento na microestrutura da ZTA de uma junta soldada (metal base Aço API 5L X 70) com arame tubular; esquerda: pré-aquecimento de 25°C, e direita: pré-aquecimento de 95°C, (Santos Neto, 2003). ... 22
Figura 3.14 – Crescimento competitivo de grãos na zona fundida, (Kou, 1987).
... 23
Figura 3.15 – Constituintes da zona fundida em aços ferríticos, conforme Tabela III.1, (Modenesi, 2004). ... 25
Figura 3.16 – Crescimento epitaxial, solidificação da zona fundida, (FBTS, 2000). ... 26
Figura 4.1 – Fluxograma de condução dos experimentos... 28
Figura 4.2 – Fotos da bancada com sistema de deslocamento, sistema de fixação da chapa, fonte de soldagem e geometria da junta. ... 31
Figura 4.3 – Tipos de tecimento utilizados. ... 35
Figura 4.4 – Corpo de prova de tração transversal. ... 36
Figura 4.5 – Dimensões (mm) do Corpo de prova de tração transversal. ... 36
Figura 4.6 – Corpo de prova de Charpy (transversal) com entalhe na ZTA (esquerda) e com entalhe na solda (direita)... 37
Figura 4.7 – Dimensões (mm) dos Corpos de prova de Charpy (transversal) com entalhe na solda (esquerda) e com entalhe na ZTA (direita)... 37
Figura 4.8 – Distribuição dos pontos de medição de dureza nas regiões da junta soldada... 38
Figura 5.1 – Comparativo das micrografias dos ensaios preliminares. ... 40
Figura 5.2 – Comparativo de dureza (HV5) dos ensaios preliminares mostrando o efeito da pulsação térmica na dureza do metal de solda (parâmetros de soldagem conforme Tabela IV.5). ... 41
Figura 5.3 – Chapas de teste soldadas sem sucesso. ... 42
Figura 5.4 – Chapas de teste MIG/MAG pulsado térmico (3-GMAW). ... 42
Figura 5.5 – Chapas de teste Arame Tubular pulsado térmico (3-FCAW). ... 43
Figura 5.6 – Macrografias das juntas soldadas pelos processos MIG/MAG e Arame Tubular nas condições 3-GMAW, 3-FCAW e 2-FCAW... 45
Figura 5.7 – Visão geral da microestrutura das regiões da junta soldada pelos processos MIG/MAG e Arame Tubular nas condições 3-GMAW, 3-FCAW e 2-FCAW. ... 46
Figura 5.8 – Micrografias mostrando as microestruturas do metal de solda para os casos 3-GMAW, 3-FCAW e 2-FCAW. ... 47
Figura 5.9 – Micrografias mostrando as microestruturas da Zona Termicamente Afetada (ZTA) para os casos 3-GMAW, 3-FCAW e 2-FCAW. ... 48
Figura 5.10 – Micrografias mostrando as microestruturas da Zona de Ligação
para os casos 3-GMAW, 3-FCAW e 2-FCAW... 49
Figura 5.11 – Limite de resistência médio para os casos 3-GMAW, 3-FCAW e 2-FCAW. Todos os corpos de prova romperam no metal de base. ... 50
Figura 5.12 – Corpos de prova de tração, mostrando o rompimento no metal de base. ... 51
Figura 5.13 – Energia média absorvida (J) no ensaio de Charpy a –20ºC, para entalhe no metal de solda e na ZTA. ... 52
Figura 5.14 – Perfil de dureza (HV5) na linha superior. ... 53
Figura 5.15 – Perfil de dureza (HV5) na linha intermediária... 54
Figura 5.16 – Perfil de dureza (HV5) na linha inferior. ... 54
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela III.1 – Constituintes da zona fundida em aços ferríticos, segundo o IIW. ... 25 Tabela IV.1 – Composição química (%) do metal de base conforme norma
ASTM A283 (2000). ... 30 Tabela IV.2 – Propriedades mecânicas de tração do metal de base conforme
norma ASTM A283 (2000). ... 30 Tabela IV.3 – Composição química (%) do metal depositado. ... 30 Tabela IV.4 – Propriedades mecânicas do metal depositado. ... 30 Tabela IV.5 – Parâmetros de soldagem utilizados nos ensaios preliminares... 32 Tabela IV.6 – Parâmetros de soldagem utilizados nos ensaios finais... 34 Tabela V.1 – Análise dos resultados do ensaio de tração utilizando a Tabela de
distribuição t de Student com grau de risco de 5%. ... 50 Tabela V.2 – Análise dos resultados do ensaio de charpy a –20ºC, para entalhe
no metal de solda e na ZTA, utilizando a Tabela de distribuição t de
1 INTRODUÇÃO
A soldagem é aplicada em grande escala nas diversas atividades industriais: como a Automobilística, de Refino, Petroquímica, Naval, etc. Em todos estes casos, há uma contínua busca da melhoria na qualidade das juntas soldadas de responsabilidade como em tubulações, vasos, tanques, estruturas metálicas, estruturas de automóveis, entre outras. Para isto faz-se necessário um investimento em pesquisas e defaz-senvolvimento dos processos de soldagem, bem como a caracterização destes processos para facilitar a seleção do método mais adequado para cada aplicação específica.
Os processos semi-automáticos MIG/MAG e Arame Tubular são amplamente utilizados, devido a sua ampla faixa de aplicação em termos de espessuras e materiais utilizados, além da sua alta produtividade quando comparado com o processo eletrodo revestido.
Tanto o processo MIG/MAG quanto o processo Arame Tubular podem ser automatizados, com a utilização de mecanismos de deslocamento para as pistolas de soldagem ou para a própria peça a ser soldada.
Neste trabalho foi feita uma análise comparativa destes dois processos, utilizando o modo de corrente pulsada com pulsação térmica. Este modo de corrente surgiu recentemente na década de 90, sendo ainda um método não muito conhecido nos ramos da indústria.
A utilização do modo pulsado térmico para o processo Arame Tubular é novo em termos de pesquisas. Outra novidade foi a utilização de duas misturas de gás de proteção para este mesmo processo, das quais uma é indicada pela literatura para o modo pulsado e a outra é indicada e também a mais utilizada como gás de proteção para o Arame Tubular.
Como o custo do metal de adição para aços de baixo carbono para o processo Arame Tubular pode ser até três vezes maior em relação ao processo MIG/MAG, faz-se necessário um estudo mais aprofundado para determinar os benefícios metalúrgicos e mecânicos de cada um destes processos, visto que a produtividade de ambos é semelhante.
Por este motivo este projeto objetivou uma maneira de contribuir com informações e resultados sobre o comportamento dos processos MIG/MAG e Arame Tubular perante o modo pulsado térmico para auxiliar na implantação deste método na indústria.
Este trabalho foi desenvolvido com uma revisão bibliográfica sobre os assuntos relacionados a estes processos. A caracterização e as comparações foram baseadas no comportamento dos processos durante a soldagem, nas microestruturas obtidas e nas propriedades mecânicas das juntas soldadas.
2 OBJETIVO
Este trabalho tem como objetivo principal a ampliação do campo de conhecimento sobre os processos MIG/MAG e Arame Tubular com a utilização do modo de corrente pulsado com pulsação térmica ou duplamente pulsado. As soldas foram executadas em chapas de aço carbono em juntas de topo com chanfro reto.
Para alcançar este objetivo buscou-se caracterizar a relação do processo com as microestruturas obtidas e relacioná-las com as propriedades mecânicas das juntas soldadas.
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1 PROCESSO
MIG/MAG
O processo MIG/MAG (GMAW – Gas Metal Arc Welding) é um processo de soldagem a arco, o qual se estabelece entre o metal de base e o metal de adição alimentado automaticamente. A Figura 3.1 representa esquematicamente o processo MIG/MAG.
Figura 3.1 – Representação esquemática do processo MIG/MAG.
Como o arame eletrodo (metal de adição) não possui revestimento como no processo por eletrodo revestido, a proteção do arco e da poça de fusão no processo MIG/MAG ocorre através de um gás inerte ou ativo suprido externamente.
Na soldagem com gás inerte (MIG) o gás utilizado pode ser Ar (Argônio), He (Hélio) ou misturas controladas ricas em Ar complementadas com He, O2 (oxigênio) ou CO2 (dióxido de carbono). O gás inerte não reage metalurgicamente com a gota ou a poça de fusão, atua apenas na proteção destas regiões e auxilia na abertura e manutenção do arco voltaico, (Quites, 2002).
Na soldagem com gás ativo (MAG) CO2 puro ou misturas (Ar + CO2) ou (Ar + CO2 + O2), além das funções de proteção e das funções elétricas o
gás ativo reage metalurgicamente com a gota e a poça de fusão, (Quites, 2002).
3.1.1 INFLUÊNCIA DO TIPO DO GÁS DE PROTEÇÃO NO
PROCESSO MIG/MAG
Os gases de proteção, segundo sua natureza e composição, têm uma grande influência nas características do arco, no tipo de transferência de metal, na velocidade de soldagem, nas perdas por projeções (respingos), na penetração e na forma externa da solda (Quites, 2002).
O gás de proteção representa apenas 3% do custo da soldagem de aço carbono, sendo 77% de mão-de-obra, 2% de energia e 18% de arame. Colocando os principais tipos de gases aplicados na soldagem na ordem crescente de custo teremos a seqüência: CO2, Ar e He (Irving, 1999).
A eficiência de deposição de material com o CO2 no processo MAG é tipicamente de 88% a 92%. Com o uso de uma mistura de Ar com 10% de CO2 esta eficiência pode chegar entre 95% e 97% e produz menos fumos (Irving, 1999).
Gases altamente oxidantes como CO2 puro, requer arames com desoxidantes adicionais. Por este motivo perde-se microligas através da reatividade do CO2 no arame de solda. Se o CO2 for trocado por uma mistura de Ar com 8% de CO2, o arame pode ser substituído por um arame mais barato, pela boa retenção da liga essencialmente dos gases baseados em Ar. O inconveniente do baixo nível de CO2 é a perda da característica de penetração da solda, sendo recomendado o uso de teores maiores de CO2 para aços com espessura acima de 6,4mm. No modo de transferência por curto circuito, quanto menor o teor de CO2 em uma mistura de Ar, menor é a perda de material por respingos. As misturas triplas (Ar + CO2 + O2) podem ser usadas para os modos de transferência por curto circuito,
spray e pulsado, com ótimos resultados, pois o O2 auxilia na estabilização do arco a pode-se ganhar também na velocidade de soldagem (Irving, 1999).
Além da melhoria na estabilidade do arco, o O2 adicionado na mistura causa um aumento no comprimento, na largura e no volume da poça de fusão. Na proporção em torno de 2% o oxigênio aumenta a tenacidade em soldas de aços ferríticos. Mas em quantidades maiores que 8% causa formação de escórias de difícil destacamento (Jönsson et al, 1995).
O fato da condutividade térmica do gás ser maior torna mais estreita a coluna do plasma (vide Figura 3.2), aumenta a densidade de corrente, aumenta a temperatura, aumenta a penetração do passe de solda, enquanto diminui a sua largura. Por isso, é compreensível que as propriedades do gás tenham também influência nas perdas de elementos químicos, na temperatura da poça de fusão, na sensibilidade à fissuração e à formação de porosidades, bem como na facilidade de execução da soldagem nas diversas posições (Quites, 2002).
Figura 3.2 – Efeito da condutibilidade térmica do gás de proteção sobre a forma da coluna de plasma, (Quites, 2002).
3.1.2 VANTAGENS E LIMITAÇÕES DO PROCESSO
MIG/MAG
As principais vantagens deste processo são, (Quites, 2002; Machado, 1996):
• Processo semi-automático, podendo ser automatizado;
• Maior produção de metal depositado em relação ao eletrodo revestido;
• Longos cordões podem ser feitos sem parada, devido a alimentação contínua do arame;
• Grande versatilidade quanto à aplicação de materiais e espessuras; • Soldagem pode ser feita em todas as posições;
• Limpeza mínima após a soldagem devido a inexistência de escória pesada;
• Menor exigência de habilidade do soldador comparado ao processo com eletrodo revestido;
As principais limitações deste processo são, (Quites, 2002; Machado, 1996):
• A variedade de arames disponíveis é relativamente pequena, cabendo mencionar que materiais que não tenham suficiente ductilidade para serem trefilados não podem ser transformados em arame maciço para soldagem por este processo;
• O equipamento de soldagem é mais complexo, mais caro e menos portátil do que o do eletrodo revestido;
• O arco deve estar protegido de correntes de ar que possa dispersar o gás de proteção, dificultando a soldagem em campo;
• Dificuldade na soldagem em locais de difícil acesso, pelo tamanho da pistola de soldagem e pela proximidade entre o bocal e a peça exigida pelo processo.
3.1.3 PRINCIPAIS VARIÁVEIS DE SOLDAGEM
Podemos citar como principais variáveis na soldagem MIG/MAG: a intensidade de corrente, tipo de polaridade, tensão de soldagem, velocidade de soldagem, comprimento do eletrodo (stick out).
A intensidade da corrente de soldagem influi diretamente na taxa de consumo de material de adição, na penetração da solda e na energia específica de soldagem, (Quites, 2002; Machado, 1996).
O tipo de polaridade mais usada no processo MIG/MAG é a inversa onde a corrente é contínua e o eletrodo está no pólo positivo (CC+). Nesta polaridade o arco torna-se mais estável (MACHADO, 1996). A polaridade direta (CC-), onde o eletrodo está ligado no pólo negativo, não apresenta aplicação prática na soldagem com o processo MIG/MAG. A técnica de
soldagem com a utilização da corrente alternada (CA) ainda está sendo estuda e aprimorada, (Quites, 2002; Machado, 1996).
A tensão de soldagem influencia diretamente na energia específica de soldagem, na largura do cordão, na altura do arco e no modo de transferência de metal. De modo geral em níveis tensões baixas tem-se a transferência de material por curto-circuito e em elevadas tensões tem-se a transferência por spray, (Quites, 2002; Machado, 1996).
A velocidade de soldagem é a velocidade relativa entre a pistola de soldagem e a peça a ser soldada. Para uma certa condição de soldagem, quando é utilizada uma velocidade de soldagem relativamente alta, a penetração da solda diminui, a energia específica de soldagem também diminui, e o contrário ocorre em baixas velocidades de soldagem, (Quites, 2002; Machado, 1996).
O comprimento do eletrodo é o comprimento do arame está projetado em relação ao bico de contato até o início do arco, conforme mostrado na Figura 3.1. Este trecho de arame por onde passa corrente elétrica gera-se calor por efeito Joule. Quanto maior o comprimento do eletrodo, maior será o calor gerado por efeito Joule e conseqüentemente terá um acréscimo na taxa de fusão de material. Este calor gerado influi diretamente na taxa de fusão de material, (Quites, 2002; Machado, 1996).
3.1.4 MODOS DE TRANSFERÊNCIA DE METAL DE
ADIÇÃO
O modo de transferência de material no processo MIG/MAG influi na geometria e nas propriedades da solda, nas características do processo, estabilidade do arco, a aplicabilidade em determinadas posições de soldagem, na quantidade de respingos, entre outras (Quites, 2002).
Experimentos mostraram que o modo de transferência no processo MIG/MAG influi no nível de ruído durante a soldagem. Colocando os modos de transferência na ordem crescente de ruído temos a seguinte seqüência:
o globular (88dB – 90dB); sendo dB a pressão sonora medida a um raio de 1m a partir do arco segundo a AWS F6.1, (Castner, 1997).
A transferência de metal depende do tipo de gás de proteção, do tipo e intensidade de corrente de soldagem, do comprimento do eletrodo, diâmetro e composição química do eletrodo.
Basicamente, os principais modos de transferência de metal são: curto circuito, globular, spray e o pulsado.
a) Transferência por curto circuito – Na transferência por curto circuito o material é transferido para a poça de fusão somente quando ocorre o contato do arame com a poça, não ocorre transferência de material pelo arco elétrico. O curto circuito ocorre em níveis relativamente baixos de corrente e tensão, possibilitando assim a soldagem de pequenas espessuras. No modo curto-circuito é possível a soldagem em todas as posições, (Quites, 2002).
b) Transferência globular – Ocorre em níveis de tensão mais elevados que no curto-circuito. As gotas de metal fundido são transferidas para a poça de fusão principalmente pela ação da força gravitacional, o que limita a soldagem somente na posição plana. O diâmetro das gotas é maior que o diâmetro do arame. É comum neste modo de transferência a ocorrência de falta de fusão, falta de penetração e respingos. Não é um modo muito utilizado nas indústrias, (Quites, 2002).
c) Transferência por spray – A partir do globular, com o aumento da corrente de soldagem, o diâmetro das gotas de metal que se transferem para a peça diminui, até uma certa faixa de corrente onde o modo de transferência muda bruscamente de globular para spray. Esta corrente na qual ocorre esta mudança de modo de transferência é chamada de corrente de transição. As gotas desta vez são pequenas e são destacadas da ponta do arame devido a certas forças magnéticas que atuam nas direções radiais e axiais. O cordão tem um bom acabamento e praticamente não há respingos. Devido aos altos níveis de corrente, a soldagem se torna difícil nas posições vertical e sobre cabeça, podendo ocorrer escorrimento a partir da poça de fusão. No spray, um arco alto (aproximadamente 33V) e uma certa quantidade de oxigênio no gás de proteção mantém a estabilidade do arco, (Modenesi et al, 1994).
d) Transferência por corrente pulsada – É o modo de transferência controlada que se dá através do controle da forma de onda da corrente de soldagem, utilizando a corrente pulsada. O pulsado une as vantagens da transferência por spray, mas em níveis menores de corrente média, permitindo a sua utilização em chapas finas e a soldagem em todas as posições. No pulsado existem dois níveis de corrente, um acima da corrente de transição (corrente de pulso) que atua num intervalo de tempo (tempo de pulso) e outro a baixo da corrente de transição (corrente de base) que atua no intervalo de tempo (tempo de base). O destacamento da gota formada na ponta do arame ocorre quando se sobrepõe a corrente de pulso. O diâmetro da gota é aproximadamente o mesmo do eletrodo.
3.2 PROCESSO
ARAME
TUBULAR
O processo Arame Tubular (FCAW – Flux Cored Arc Welding) é o processo de soldagem através de um arco elétrico que se estabelece entre o metal de base e o metal de adição (um arame tubular) alimentado automaticamente. A Figura 3.3 representa esquematicamente o processo Arame Tubular.
Basicamente a diferença deste processo em relação ao MIG/MAG é o metal de adição que desta vez é um arame tubular que contém no seu interior um fluxo em forma de pó. Este fluxo contém elementos desoxidantes, elementos que auxiliam na proteção e estabilidade do arco, e também pode conter elementos de liga. Existem duas variantes do processo Arame Tubular. A primeira é a utilização de arames autoprotegidos, cujos elementos contidos no fluxo são suficientes para promover a proteção do arco e da poça de fusão sem a utilização de proteção gasosa suprida externamente. A segunda é a utilização de arames que exigem uma proteção gasosa complementar, (AWS, 1995).
Os gases de proteção usados neste processo são os gases ativos. O mais utilizado é o dióxido de carbono puro (CO2) e mistura deste com Argônio (CO2 + Ar), (AWS, 1995).
O equipamento utilizado é muito semelhante ao utilizado no processo MIG/MAG, poucas mudanças são necessárias para a soldagem com arame tubular, exceto para arames autoprotegidos, pois exigem também mudanças na pistola de soldagem.
As variáveis de soldagem e os modos de transferência são os mesmos do MIG/MAG.
3.2.1 APLICAÇÕES
Este processo é utilizado na soldagem de uma ampla variedade de materiais e espessuras. Nas indústrias pode ser aplicado em tubulações industriais, tanque de armazenamento, vasos de pressão, pontes, estruturas, plataformas marítimas, etc. Apresenta um bom comportamento inclusive na aplicação em campo, devido à proteção do arco suportar altas correntes de ar, por exemplo, quando utilizado arame auto protegido, estas correntes de ar podem chegar a 10m/s (Quites, 2002).
3.2.2 VANTAGENS E LIMITAÇÕES DO PROCESSO
ARAME TUBULAR
As principais vantagens são, (Quites, 2002; Machado, 1996): • Processo semi-automático, podendo ser automatizado;
• Maior produção de metal depositado em relação ao eletrodo revestido;
• Solda com boa aparência;
• Exige menos operações de limpeza antes da soldagem do que o processo MIG/MAG;
• Mais tolerante ao efeito do vento;
• Maior variedade de materiais que podem ser soldados devido a possibilidade de adição de elementos de liga no fluxo;
As principais limitações são, (Quites, 2002; Machado, 1996):
• Necessidade de um equipamento mais complexo que o processo por eletrodo revestido;
• O processo produz uma escória espessa que deve ser removida; • Os eletrodos tubulares são mais caros que os arames maciços,
exceto para alguns aços de alta liga;
• Geram-se mais fumos e gases que o processo MIG/MAG.
3.2.3 GENERALIDADES
Experimentos mostraram que o aumento da corrente de soldagem, para o arame E71-T1, causa o aumento na concentração de hidrogênio difundido na solda, mas quanto maior o stick out, menor é esta concentração de hidrogênio difundido, (Harwig et al, 1999).
A concentração de hidrogênio no metal de solda pode chegar a 6,79ml/100gr, para corrente de soldagem em torno de 200A, (Bracarense et al, 2001).
O aumento de 50% na corrente de soldagem, para o arame E71-T1, gera um aumento do tamanho das gotas, no modo globular, em cerca de 20%, (Bracarense et al, 2001).
Na soldagem multi-passes de chapas espessas (exemplo, 50mm) pelo processo Arame Tubular, está sujeito ao aparecimento de trincas transversais quando as temperaturas de pré-aquecimento e interpasse estão abaixo de 30ºC; e quando se aplicam temperaturas de pré-aquecimento de 100ºC e interpasse de 120ºC estas trincas são inexistentes, (Lee et al, 1998; Bauné et al, 2000; Lee et al, 2001).
A soldagem de tubos de aço API 5L gr X65 pelo processo Arame Tubular, mostra uma redução da dureza na ZTA em torno de 13% comparando-se a soldagem com temperatura de pré-aquecimento de 25ºC (225HV de dureza máxima na ZTA) e de 250ºC (195HV de dureza máxima na ZTA), (Santos Neto, 2003). Neste mesmo trabalho, Santos Neto mostrou que a diferença morfológica, de microdureza e de microestrutura, entre a soldagem com temperatura de pré-aquecimento de 180ºC e 250ºC, são mínimas não justificando o uso de temperaturas de pré-aquecimento de 250ºC.
A diferença entre a geometria do cordão na soldagem com Arame Tubular e Arame maciço (MIG/MAG) se dá devido ao comportamento do arco e da transferência das gotas de metal fundido para a poça de fusão, formando uma penetração profunda e estreita do tipo dediforme (finger) para o arame maciço e uma penetração rasa, porém mais larga, conforme mostrado na Figura 3.4, (Araújo, 2004).
Figura 3.4 – Geometria do cordão de solda. Esquerda: arame maciço com formação do finger; direita: Arame Tubular, (Araújo, 2004).
3.3 MODO
PULSADO
A utilização da corrente pulsada teve início na década de 60, sendo aplicada na soldagem de alumínio. Nesta época as fontes de soldagem só geravam corrente na forma de ondas senoidais com freqüência limitada pela freqüência da rede de alimentação, 50/60Hz, tornando difícil o controle do processo. Atualmente com o desenvolvimento da eletrônica, as fontes geram diversos formatos de onda de corrente, possibilitando a adequação do formato da onda ao processo melhorando o controle da soldagem, em termos de destacamento de gotas, aporte térmico, agitação da poça de fusão e penetração da solda, (Barra, 2003; Subramaniam et al, 1999).
3.3.1 VANTAGENS E DESVANTAGENS DO MODO
PULSADO
Segundo Barra, 2003; as principais vantagens e desvantagens do modo pulsado são:
Vantagens:
• Obtenção da transferência por spray em corrente média inferior a corrente de transição;
• Redução ou eliminação na incidência de respingos e na geração de fumos;
• Possibilidade de soldagem de espessuras menores quando comparado com o modo convencional (menor aporte térmico);
• Possibilidade de soldagem em todas as posições. Desvantagens:
• Necessidade de mão-de-obra mais qualificada, devido à complexidade na escolha dos parâmetros;
• Maior emissão de raios ultravioleta pelo arco.
3.3.2 CONTROLE DO MODO PULSADO
As principais variáveis do modo pulsado são: corrente de base (Ib), corrente de pulso (Ip), tempo de base (tb) e tempo de pulso (tp), conforme mostrado na Figura 3.5.
Figura 3.5 – Principais variáveis do modo pulsado.
Para obtermos um ótimo controle do modo pulsado, é necessário se fazer uma combinação destas variáveis de acordo com a velocidade de alimentação do arame.
Para que esta combinação garanta um processo de transferência estável, é necessário satisfazer três condições, (Barra, 2003; Subramaniam et al, 1999):
1) Igualdade entre a taxa de alimentação e a taxa de fusão do arame. Se a taxa de alimentação do arame for maior do que a taxa de fusão do arame, haverá o aumento do comprimento do eletrodo acarretando na ocorrência de curto circuito. Se a taxa de alimentação for menor do que a de fusão do arame, o comprimento do eletrodo diminuirá, aumentando a altura do arco e causando a fusão do bico de contato.
2) Destacamento de apenas uma gota por pulso. Durante todo o regime de soldagem deverá ser garantido que a transferência desta gota ocorra na fase final de cada pulso. Esta condição garante uma transferência metálica estável produzindo um cordão com acabamento e penetração uniformes. Para garantir esta condição, nesta pesquisa foi utilizada a análise dos oscilogramas obtidos através de um sistema de aquisição de dados denominado SAP, desenvolvido pela Universidade Federal de Santa Catarina. Estes oscilogramas são a representação da corrente de soldagem em função do tempo (Is x t) e da tensão de soldagem em função do tempo (U x t). O momento do destacamento da gota pode ser observado devido uma perturbação no sinal de tensão de aproximadamente 0,5V devido ao “empescoçamento” da gota.
3) Manutenção do arco na fase de base. A combinação corrente de base e tempo de base tem simplesmente a função de garantir a manutenção do arco elétrico entre os pulsos, aquecimento resistivo do eletrodo e a limpeza catódica.
A Figura 3.6 ilustra a forma da onda de corrente utilizada no pulsado.
Figura 3.6 – Exemplo da forma de onda da corrente x tempo para o modo pulsado. A linha vermelha corresponde à corrente média de soldagem.
3.4
MODO PULSADO TÉRMICO
No Brasil, o início das pesquisas sobre o MIG/MAG pulsado com pulsação térmica teve início na década de 90. O pulsado térmico une as características do MIG/MAG pulsado com as vantagens do TIG pulsado, (Barra, 2003).
A pulsação térmica é uma técnica dinâmica de refinamento de grãos, através de nucleação heterogênea devido à agitação da poça de fusão, (Kou, 1987).
3.4.1 PRINCIPAIS VANTAGENS E DESVANTAGENS DO
MODO PULSADO TÉRMICO
Segundo Barra, 2003; as principais vantagens e desvantagens do modo pulsado são:
Vantagens:
• Controle sobre o tamanho da poça de fusão;
• Boa penetração e redução da espessura mínima a ser soldada;
• Nível de freqüência adequado para ter efeito na poça de fusão (freqüência térmica na faixa de 0,5 a 10Hz);
• Curto espaço de tempo em temperaturas elevadas; • Redução de porosidades e mordeduras
Desvantagens:
• Formação de pontos de concentração de tensão para valores baixos de freqüência térmica, devido à formação de escamas na superfície do cordão;
3.4.2 CONTROLE DO MODO PULSADO TÉRMICO
O pulsado térmico é a combinação de duas fases, base térmica (bt) e pulso térmico (pt), as quais permanecem em um determinado tempo, tempo de base térmica (Tbt) e tempo de pulso térmico (Tpt). A base térmica e o pulso térmico são combinações dos parâmetros de tempo, corrente e velocidade de arame do MIG/MAG pulsado que irá gerar uma corrente média de base térmica (Imbt) e uma corrente média de pulso térmico (Impt), respectivamente. Esta variação da corrente média no decorrer do tempo provoca uma variação do aporte térmico e conseqüentemente submete o material a um ciclo térmico durante a soldagem.
Além da variação do aporte térmico, a pulsação da velocidade de arame provoca uma mudança cíclica na geometria do cordão, tanto na superfície quanto na forma da penetração do cordão, formando o efeito serrilhado observado quando e feito um corte longitudinal ao cordão de solda (Barra, 2003). A Figura 3.7 mostra o comportamento da corrente de soldagem em função do tempo para o modo pulsado térmico.
Figura 3.7 – Exemplo da forma de onda da corrente x tempo para o modo pulsado com pulsação térmica. A linha vermelha corresponde à corrente média durante o período de
base térmica (160A) e o período de pulso térmico (240A). A linha verde indica a corrente média de soldagem resultante (200A).
3.5 METALURGIA
DA
SOLDAGEM
3.5.1 REGIÕES DA JUNTA SOLDADA
Em juntas soldadas, as principais regiões analisadas, em termos de microestrutura, são: zona fundida ou metal de solda, zona termicamente afetada (ZTA) e zona de ligação. Na Figura 3.8 estas regiões podem ser observadas.
Figura 3.8 – Regiões de uma junta soldada.
As características microestruturais destas regiões dependem basicamente das condições térmicas na qual a junta foi submetida e da composição química do metal de base e do metal de adição.
3.5.2 APORTE TÉRMICO
As temperaturas nas quais a junta soldada é submetida durante a soldagem depende basicamente da energia de soldagem e da temperatura de pré-aquecimento.
A energia de soldagem (Heat input) absorvida pela junta soldada é dada pela Equação 1.
v
I
U
onde:
E → Energia de soldagem [J/cm] η → Rendimento do arco
U → Tensão de soldagem [V] I → Corrente de soldagem [A]
v → Velocidade de soldagem [cm/min]
O rendimento do arco varia de acordo com o processo de soldagem, sendo η = 0,80 para o processo Arame Tubular e η = 0,78 para o processo MIG/MAG, (Quites, 2002).
A repartição térmica de uma junta soldada é representada pelas máximas temperaturas atingidas ao longo da seção transversal da junta, conforme ilustrado na Figura 3.9. A repartição térmica tem influência direta na microestrutura da junta, conforme ilustrado na Figura 3.10.
Altas taxas de resfriamento e a composição de grãos grosseiros podem promover a formação de fases frágeis e duras no metal fundido e na ZTA de aços soldados. Aliado a estes fatores, a presença de hidrogênio difundido no processo de soldagem pode levar ao trincamento a frio do conjunto soldado, (Kou, 1987).
Figura 3.10 – Repartição térmica x Diagrama de Fases, (AWS,1995).
Figura 3.11 – Ciclo térmico de uma junta soldada (metal base Aço API 5L) com arame tubular (medido a 7,0mm do centro da solda) utilizando-se temperaturas de
3.5.3 ZONA TERMICAMENTE AFETADA
A Zona Termicamente Afetada (ZTA) é a região da junta soldada, localizada ao lado da zona fundida, a qual sofre alterações microestruturais devido ao ciclo térmico sofrido por esta região durante a soldagem.
A largura da ZTA é influenciada pelo aporte térmico (heat input). A Figura 3.12 mostra a influência do pré-aquecimento na largura da ZTA e na dureza desta região. O pré-aquecimento aumenta a energia final de soldagem, aumentando assim a largura da ZTA, mas este pré-aquecimento diminui significativamente a taxa de resfriamento, promovendo uma redução da dureza nesta região. Esta redução na dureza diminui a susceptibilidade desta região sofrer fissuração por corrosão sob tensão quando a junta é submetida a serviços com H2S, por exemplo, (AWS, 1995).
Figura 3.12 – Influência do pré-aquecimento na largura e na dureza da zona termicamente afetada. Caso 1 sem pré-aquecimento onde B – A corresponde à largura
da ZTA. Caso 2 com pré-aquecimento onde C – A corresponde à largura da ZTA, (AWS,1995).
A soldagem com pré-aquecimento de 25°C apresentou grãos mais grosseiros na ZTA se comparado com a soldagem com pré-aquecimento de 95°C, conforme mostrado na Figura 3.13, (Santos Neto, 2003).
Figura 3.13 – Influência do pré-aquecimento na microestrutura da ZTA de uma junta soldada (metal base Aço API 5L X 70) com arame tubular; esquerda: pré-aquecimento
de 25°C, e direita: pré-aquecimento de 95°C, (Santos Neto, 2003).
Uma alternativa para reduzir a dureza na ZTA é a utilização de um cordão de revenimento, o qual é aplicado sobre os passes de acabamento, próximo a margem da solda em juntas multi-passes, este passe de revenimento pode diminuir em até 20% a dureza máxima da ZTA, (Kiefer, 1995).
3.5.4 ZONA FUNDIDA
A Zona fundida é a região na qual, durante a soldagem, ocorreu a fusão do metal de solda e também a diluição entre metal de base e metal de solda.
Um fenômeno que ocorre nesta região é o crescimento competitivo de grãos. Durante a solidificação, os grãos tendem a crescer na direção perpendicular à interface líquido/sólido, desde que esta é a direção do gradiente máximo de temperatura e, portanto, a direção da força máxima para solidificação. Apesar disto, os grãos também tem sua própria direção preferencial de crescimento, chamada de direção de crescimento fácil, por exemplo, direção <100> em metais cúbicos de face centrada (c.f.c.) e cúbicos de corpo centrado (c.c.c.), e direção <1010> em hexagonal
compacto (h.c.p.). Portanto, durante a solidificação, grãos com sua direção de crescimento fácil na direção do gradiente máximo de temperatura crescem e barram o crescimento de outros grãos cuja direção de crescimento não está orientada na direção do gradiente máximo de temperatura, (Kou, 1987). Este fenômeno é ilustrado na Figura 3.14.
Figura 3.14 – Crescimento competitivo de grãos na zona fundida, (Kou, 1987).
As principais fases da Zona Fundida em aços de baixo carbono são: (ASM, 1997)
1) Ferrita primária:
a. Ferrita no contorno de grão: ferrita pro-eutetóide que cresce ao longo da austenita primária nos contornos de grão. É equiaxial ou poligonal, e pode ocorrer em veios.
b. Ferrita poligonal intragranular: ferrita poligonal que não é associada à austenita primária nos contornos de grão. É muito maior que a largura média das ripas de ferrita acicular.
2) Ferrita com segunda fase:
a. Com alinhamento da segunda fase: ripas de ferrita paralelas classificadas como ferrita de Widmastatten e bainita (superior / inferior)
b. Com a segunda fase não alinhada: ferrita randomicamente distribuída, ou ripas isoladas de ferrita.
c. Agregado de ferrita com carboneto: uma estrutura fina de ferrita com carboneto incluindo perlita.
3) Ferrita acicular: pequenos grãos de ferrita não alinhada encontrada dentro de grãos da austenita primária.
4) Martensita: colônia de martensita maior que as ripas de ferrita adjacentes.
Em soldas de aço baixo carbono uma grande quantidade de ferrita é associada com altos níveis de resistência, enquanto que microestruturas como martensita e bainita estão associadas a um baixo nível de resistência.
Martensita e bainita são também associadas a altas taxas de resfriamento, assim diminuindo a quantidade de manganês, ou reduzindo a taxa de resfriamento com o aumento do aporte térmico ou pré-aquecimento, a quantidade de ferrita acicular aumenta, melhorando assim a resistência da solda.
A caracterização microestrutural das soldas tem dois propósitos básicos: avaliar a microestrutura com as respectivas propriedades, e relacionar a microestrutura com o processo de soldagem utilizado.
O objetivo é aperfeiçoar o processo de soldagem para produzir a microestrutura desejada.
Em geral, os efeitos do processo e dos parâmetros na microestrutura são devido aos efeitos térmicos e de composição química. Os efeitos da composição química estão ligados na zona de fusão, enquanto os efeitos térmicos afetam a zona de fusão e a zona termicamente afetada (ZTA),
Os constituintes da zona fundida de aços ferríticos são identificados segundo codificação do IIW (International Institute of Welding), conforme descrito na Tabela III.1 e ilustrado na Figura 3.15, (Modenesi, 2004).
Tabela III.1 – Constituintes da zona fundida em aços ferríticos, segundo o IIW.
Figura 3.15 – Constituintes da zona fundida em aços ferríticos, conforme Tabela III.1, (Modenesi, 2004). M AF FERRITA DE CONTORNO DE GRÃO FERRITA POLIGONAL INTRAGRANULAR MARTENSITA FERRITA ACICULAR
FERRITA COM SEGUNDA FASE NÃO ALINHADA
CONSTITUINTE CÓDIGO
FC AGREGADO FERRITA
CARBONETO FERRITA COM SEGUNDA
FASE ALINHADA FS(A)
FS(NA) PF(G)
PF(I) FERRITA
3.5.5 ZONA DE LIGAÇÃO
É a região limite entre a poça de fusão (líquida) e o metal de base (sólido). A partir desta linha é iniciada a solidificação e o crescimento dos grãos em direção à linha central da solda formando o metal de solda. Este processo é chamado de epitaxia ou crescimento epitaxial, (Kou, 1987). O crescimento do grão inicia-se pelo agrupamento dos átomos da fase líquida no substrato sólido existente, estendendo este, sem alterar a orientação cristalográfica do substrato, conforme ilustrado na Figura 3.16.
4 MATERIAIS E MÉTODOS
4.1
CONDUÇÃO DOS EXPERIMENTOS
Na primeira etapa do projeto foram feitos testes preliminares com deposição sobre chapa para uma identificação inicial do comportamento dos processos MIG/MAG e Arame Tubular perante a pulsação térmica. As chapas de teste foram obtidas com deposição sobre chapa soldadas no modo convencional e no modo pulsado térmico. Após a soldagem as chapas de teste foram submetidas a análises microestruturais e medições de dureza Vickers nas regiões da solda (ZTA e Zona Fundida).
Juntamente com os teste preliminares foi feito uma análise de perda de material durante a soldagem, apenas para efeito de comparação entre os dois processos. Esta perda de material é dada pela razão entre a massa de arame consumido (mcons.) e a massa de material depositado (mdepos.). A soldagem foi executada no modo convencional com deposição sobre chapa sem interrupção do arco.
Após os testes preliminares foram executados os testes finais os quais foram divididos em três situações distintas, diferenciando o processo e o gás utilizado. Para cada situação foi adotada uma sigla para auxiliar na sua identificação nas Tabelas, nos Gráficos e Figuras.
A sigla é composta por duas partes separadas por um hífen (-). A primeira parte indica a mistura de gás utilizado, podendo ser: 3 para a mistura tripla Ar + CO2 + O2 (composição aproximada: Ar – 90%, CO2 – 8% e O2 - 2%) ou 2 para a mistura Ar + CO2 (composição aproximada: Ar – 75% e CO2 – 25%). A segunda parte da sigla indica o processo utilizado, podendo ser: GMAW para o processo MIG/MAG ou FCAW para o processo Arame Tubular.
As situações estudadas foram 3-GMAW, 3-FCAW e 2-FCAW. Para cada situação foram soldadas cinco chapas de teste de dimensões 150x330mm resultando em um cordão de solda com 300mm de comprimento. Para a retirada dos corpos de prova para os ensaios de tração, dureza, impacto e
micrografias foram descartados 50mm do início e do fim do cordão de solda.
A soldagem foi executada em juntas de topo com chanfro reto na posição plana “1G” (AWS D1.1, 2002) e com cobre-junta.
A condução dos experimentos pode ser mostrada de maneira simplificada através do fluxograma representado na Figura 4.1.
Figura 4.1 – Fluxograma de condução dos experimentos.
4.1.1 ANÁLISE ESTATÍSTICA
Os resultados dos ensaios de dureza, Charpy e tração foram submetidos a um tratamento estatístico. A análise adotada foi a Distribuição t de
n<30. Neste caso n corresponde à quantidade de corpos de prova
ensaiados em uma determinada condição. Esta análise determina um intervalo estimado para a média populacional na qual pode-se fixar um certo nível de confiança, neste trabalho foi adotado um nível de confiança de 95%. O intervalo é dado pelo Limite Inferior e pelo Limite Superior de Confiança os quais são determinados segundo as Equações 2, 3 e 4.
n
t
σ
ε
=
⋅
(2)
ε
µ
−
=
LIC
(3)ε
µ
+
=
LSC
(4) Onde: ε – Margem de Erro t – t de Student (tabelado) σ – desvio padrão µ – médiaLIC – Limite Inferior de Confiança LSC – Limite superior de Confiança
4.2 PROCEDIMENTO
DE
SOLDAGEM
Para a confecção das chapas de teste, foi utilizado como metal de base um aço carbono conforme especificação ASTM A283 grau C, com espessura de 4,75mm. Esta espessura foi escolhida para possibilitar a soldagem da junta em um único passe.
A composição química está relacionada na Tabela IV.1, e as propriedades mecânicas de tração estão relacionadas na Tabela IV.2.
Tabela IV.1 – Composição química (%) do metal de base conforme norma ASTM A283 (2000).
Tabela IV.2 – Propriedades mecânicas de tração do metal de base conforme norma ASTM A283 (2000).
Como metal de adição, para o processo MIG/MAG, foi utilizado o arame de classificação ER70-S6, conforme especificação AWS A5.18 (2001); e para o processo Arame Tubular, foi utilizado o arame de classificação E71T-1, conforme especificação AWS A5.20 (1995). As composições químicas do metal depositado e resistência à tração, estão representadas nas Tabelas IV.3 e IV.4.
Tabela IV.3 – Composição química (%) do metal depositado.
Duas misturas de gás de proteção foram utilizadas. A primeira é a mistura Ar + CO2 + O2, a qual é indicada pela literatura como a melhor opção para o uso da corrente pulsada, (Irving, 1999). A segunda é a mistura Ar + CO2, indicada pela norma AWS A5.20 (1995) como sendo a mistura ideal para o arame E71-T1.
Neste trabalho foi adotada uma fonte de soldagem eletrônica multi-processo modelo DIGITEC 300, desenvolvida pela Universidade Federal de Santa Catarina. Esta fonte permite a seleção dos parâmetros de pulsação térmica como tempos de base e pulso, correntes de base e de pulso, períodos de pulsação velocidades de arame no pulso térmico e na base térmica. A bancada de testes está representada na Figura 4.2.
Figura 4.2 – Fotos da bancada com sistema de deslocamento, sistema de fixação da chapa, fonte de soldagem e geometria da junta.
O controle da velocidade de soldagem foi feito com auxílio de dois equipamentos: TARTÍLOPE V1 (para deslocamento em um único eixo); e BURNY 3 CNC (para deslocamento nos eixos X e Y).
Durante a parametrização, para medição de corrente e tensão de soldagem, foi utilizado um sistema de aquisição portátil (SAP), conectado em um microcomputador.
4.2.1 TESTES PRELIMINARES
As chapas de teste foram soldadas no modo convencional (modo de transferência por spray) e no modo pulsado com pulsação térmica, para os processos MIG/MAG e Arame Tubular. As chapas de dimensões 150x330x4,75mm foram soldadas com deposição sobre chapa.
Os parâmetros de soldagem utilizados nos testes preliminares estão listados na Tabela IV.5. Além destes parâmetros, consideram-se as seguintes condições: limpeza da chapa por esmerilhamento, vazão de gás de proteção (Ar + CO2 + O2) igual a 17,5l/min, corrente média de soldagem 300A (tanto para o modo convencional quanto para o pulsado térmico) e velocidade de deslocamento de 90cm/min.
Tabela IV.5 – Parâmetros de soldagem utilizados nos ensaios preliminares.
Os parâmetros de pulsação térmica, utilizados nos testes preliminares, produzem uma pulsação na corrente média de 250A (Equação 5), no
período de base térmica em um tempo de 0,12s a 350A (Equação 2), no período de pulso térmico em um tempo de 0,12s. A composição destas duas correntes média resulta em uma corrente média final de 300A (Equação 6), a mesma intensidade da corrente média utilizada no modo convencional. A utilização de uma corrente média de soldagem de 300A permitiu a comparação dos dois modos de corrente para uma mesma energia de soldagem para cada processo.
As velocidades de arame para o pulsado térmico foram escolhidas de maneira a permitir que a altura do arco permanecesse entre 5 e 7mm.
As correntes médias citadas acima são calculadas conforme Equações 5 e 6.
(
) (
)
(
tp
tb
)
tb
Ib
tp
Ip
+
×
+
×
=
Im
(5)(
) (
)
(
Tp
Tb
)
Tb
Ibt
Tp
Ipt
Is
+
×
+
×
=
(6)Onde: Im – corrente média de pulso térmico ou de base térmica; Ip – corrente de pulso; Ib – corrente de base; tp – tempo de pulso, tb – tempo de base; Is – corrente de soldagem; Ipt – corrente média de pulso térmico; Ipb – corrente média de base térmica; Tp – período de pulso térmico; Tb – período de base térmica.
4.2.2 TESTES FINAIS
Os testes finais foram executados com o modo pulsado térmico tanto para o processo MIG/MAG quanto para o Arame Tubular.
Os parâmetros de soldagem utilizados nos testes finais estão listados na Tabela IV.6. Além destes parâmetros, consideram-se as seguintes condições: velocidade de deslocamento de 20cm/min (sem tecimento), com cobre-junta, abertura de raiz de 4,75mm e vazão de gás de 17,5l/min.
Tabela IV.6 – Parâmetros de soldagem utilizados nos ensaios finais.
Os parâmetros de pulsação térmica, utilizados nos testes finais, produzem uma pulsação na corrente média de 160A (Equação 5), no período de base térmica em um tempo de 0,5s, a 240A (Equação 2), no período de pulso térmico em um tempo de 0,5s. A composição destas duas correntes média resulta em uma corrente média final de 200A, (Equação 6).
As velocidades de arame para o pulsado térmico foram escolhidas de maneira a permitir que a altura do arco permaneça entre 5 e 7mm.
Antes da soldagem, todas as chapas foram jateadas com granalha e escovadas com escova manual.
Foram soldadas chapas com abertura de raiz de 1,5 e 3mm com deslocamento em uma única direção. As chapas com abertura de 1,5mm apresentaram em toda a sua extensão falta de fusão e falta de penetração. Com o aumento da abertura da raiz para 3mm, ocorreu a perfuração no início da soldagem. Na tentativa de eliminar estas descontinuidades, com o auxílio de um equipamento com deslocamento nos eixos X e Y, foi utilizado dois tipos de tecimento, conforme mostrados na Figura 4.3.
Figura 4.3 – Tipos de tecimento utilizados.
O tecimento reduziu os problemas de falta de fusão e falta de penetração, porem apareceram mordeduras ao longo de todo o cordão de solda.
A solução adotada para eliminar estes problemas foi a inclusão do cobre-junta do mesmo material do metal de base e aumentar a abertura da raiz para 4,75mm, conforme norma AWS D1.1 (2002) que permite a utilização do cobre-junta tanto para o processo MIG/MAG quanto para o processo Arame Tubular.
4.3 ENSAIOS
MECÂNICOS
Os testes preliminares passaram apenas por uma avaliação da dureza, a qual foi medida na seção transversal da solda, para o modo pulsado térmico e para o modo convencional em ambos os processos (MIG/MAG e Arame Tubular). As regiões avaliadas foram o metal de base, o metal de solda e a zona termicamente afetada (ZTA).
Os testes finais passaram por uma avaliação completa, sendo adotados os ensaios de tração, de impacto (Charpy) e de dureza. As dimensões dos corpos de prova obedeceram à norma ASTM A370 (2003), considerando os tamanhos reduzidos devido à espessura da chapa soldada ser de 4,75mm.
4.3.1 ENSAIO DE TRAÇÃO
O ensaio foi executado em corpos de prova de tração transversal, no qual o eixo longitudinal do corpo de prova é perpendicular ao eixo longitudinal da solda. Os corpos de prova foram retirados das chapas de teste soldadas com o modo pulsado térmico nos processos MIG/MAG, com a mistura Ar + CO2 + O2 como gás de proteção, e no processo Arame Tubular com as misturas Ar + CO2 + O2 e Ar + CO2 como gás de proteção. Para cada situação foram ensaiados quatro corpos de prova, totalizando em doze corpos de prova de tração.
Figura 4.4 – Corpo de prova de tração transversal.
Figura 4.5 – Dimensões (mm) do Corpo de prova de tração transversal.
4.3.2 ENSAIO DE IMPACTO
No ensaio de impacto (Charpy) o corpo de prova foi do tipo transversal, onde o eixo longitudinal do corpo de prova é perpendicular ao eixo longitudinal da solda. Foram estabelecidas duas posições para o entalhe em “V”, um no centro da solda e outro a 2mm da margem da solda situado na ZTA, conforme Figura 4.5. Foram retirados cinco corpos de prova de cada chapa de teste soldada nas mesmas condições citadas para o ensaio
de tração, totalizando trinta corpos de prova. A temperatura de ensaio foi escolhida de acordo com a norma AWS D1.1 (2002), onde exige que os ensaios de impacto sejam feitos a uma temperatura máxima de –18°C, portanto foi adotada a temperatura de –20ºC.
Figura 4.6 – Corpo de prova de Charpy (transversal) com entalhe na ZTA (esquerda) e com entalhe na solda (direita).
Figura 4.7 – Dimensões (mm) dos Corpos de prova de Charpy (transversal) com entalhe na solda (esquerda) e com entalhe na ZTA (direita).
4.3.3 ENSAIO DE DUREZA
A avaliação da dureza foi através do método Vickers com carga de 5kgf conforme recomendado pela norma Petrobras N-133 (2004), aplicado na seção transversal da solda em vários pontos, espaçados igualmente, desde o metal de base até o centro da solda, possibilitando a obtenção de um perfil de dureza ao longo desta seção transversal.
Figura 4.8 – Distribuição dos pontos de medição de dureza nas regiões da junta soldada.
4.4 CARACTERIZAÇÃO
MICROESTRUTURAL
A caracterização microestrutural foi realizada tanto para os testes preliminares quanto para os testes finais. O método se resume em preparação metalográfica de um corte transversal da solda, ataque químico com o reagente Nital 2% e análise das microestruturas em um microscópio ótico. Os resultados obtidos para as situações aplicadas foram comparados entre si nas regiões distintas da junta soldada (o metal de base, o metal de solda, a ZTA e a zona de ligação).
5 RESULTADOS E ANÁLISES
5.1 TESTES
PRELIMINARES
Nos ensaios preliminares foi utilizada uma corrente média de 300A para o modo convencional e o pulsado térmico, observou-se uma dificuldade de manutenção da altura do arco constante devido aos níveis de pulsação chegarem próximo ao limite da fonte de soldagem. O modo convencional adotado com transferência metálica por spray, é conseguido com corrente média em torno de 300A, não possibilitando assim a diminuição da corrente média para execução dos ensaios. Devido esta dificuldade, os períodos de pulsação térmica que responderam com um arco estável, ficaram com tempo de 0,12s, correspondendo em uma freqüência térmica de 4,2Hz. Segundo Barra (2003) os valores de freqüência térmica que causam efeito
na poça de fusão estão entre 0,5 e 10Hz, sendo quanto menor a freqüência térmica maior o efeito da pulsação térmica.
Para avaliar o efeito da pulsação térmica foi adotado o caminho de analisar o comportamento dos dois processos, objeto de estudo deste trabalho, utilizando-se uma freqüência térmica de 2Hz (tempos de pulsação de 0,5s), com uma corrente média de soldagem de 200A mantendo a estabilidade do arco.
Adicionalmente, têm-se os resultados da análise de perda de material durante a soldagem a qual mostrou os seguintes valores:
• mdepos./mcons. = 1 para o arame ER70-S6 (arame maciço), ou seja, 100% do arame consumido resulta em 100% de material depositado.
• mdepos./mcons. = 0,87 para o arame E71-T1 (arame tubular), ou seja, perde-se 13% de material em escória e respingos.
5.1.1 MICROESTRUTURA
Inicialmente observou-se que o processo Arame Tubular produz uma microestrutura da zona fundida muito mais refinada que a microestrutura desta mesma região para o processo MIG/MAG, tanto no modo convencional quanto no modo pulsado térmico. Esta diferença microestrutural irá refletir nas propriedades mecânicas desta região.
As microestruturas obtidas pelo modo convencional para ambos os processos mostraram uma estrutura de grãos grosseiros, em relação ao modo pulsado térmico, conforme mostrado na Figura 5.1.
A pulsação térmica promoveu um refino de grãos na região do metal de solda para os processos MIG/MAG e Arame Tubular, devido à agitação da poça de fusão conforme explicado por Kou (1987).
A região da ZTA não sofreu mudança significativa em sua microestrutura, provavelmente devido o uso de tempos de pulsação térmica na ordem de 0,12s, sendo talvez mais acentuado este efeito para tempos de pulsação na ordem de 0,3 a 0,5s.
Outra observação importante é a confirmação da geometria da penetração, sendo estreita e profunda do tipo finger para a solda executada
pelo processo MIG/MAG; e rasa, porém larga, para o Arame Tubular conforme observado por Araújo (2004).
Figura 5.1 – Comparativo das micrografias dos ensaios preliminares.
5.1.2 ENSAIO DE DUREZA
Como reflexo da microestrutura mais refinada, a dureza da zona fundida para o processo Arame Tubular é maior quando comparada com a dureza desta mesma região da solda resultante do processo MIG/MAG, conforme Figura 5.2. Esta superioridade é observada tanto para o modo convencional quanto para o modo pulsado térmico.
O efeito da pulsação térmica causou um aumento da dureza da zona fundida, para ambos os processos, devido ao refino de grãos desta região conforme explicado no item anterior.
Como não houve mudança significativa na microestrutura da ZTA, a dureza nesta região não sofreu alteração substancial com a pulsação térmica. Fazendo uma comparação entre os processos, o MIG/MAG
ocorreu uma tendência em formar uma ZTA com maior dureza em relação ao Arame Tubular.
Figura 5.2 – Comparativo de dureza (HV5) dos ensaios preliminares mostrando o efeito da pulsação térmica na dureza do metal de solda (parâmetros de soldagem conforme
Tabela IV.5).
5.2 TESTES
FINAIS
5.2.1 PROCEDIMENTO DE SOLDAGEM
Durante a soldagem das chapas de teste, foi observado a evolução da execução do procedimento desde soldas com falta de penetração, falta de fusão e perfuração, conforme mostrado na Figura 5.3; até a obtenção de soldas livres de descontinuidades (Ensaio Visual), conforme mostrado nas figuras 5.4 e 5.5.
O processo MIG/MAG apresentou um melhor controle do pulsado térmico, e uma maior facilidade em se obter soldas livres de descontinuidades (Ensaio Visual).
Na Figura 5.4 (processo MIG/MAG), foi observado a formação de escamas no acabamento do cordão, provocada pela pulsação térmica,
identificada como uma desvantagem deste modo por Barra (2003) devido ao fato destas escamas gerarem um fator de concentração de tensões.
Para o processo Arame tubular, Figura 5.5, foi observado que esta formação de escamas foi muito mais suave, reduzindo os pontos de concentração de tensão.
Figura 5.3 – Chapas de teste soldadas sem sucesso.
Figura 5.5 – Chapas de teste Arame Tubular pulsado térmico (3-FCAW).
5.2.2 MACROGRAFIAS
A junta soldada pelo processo MIG/MAG, condição 3-GMAW apresentada na Figura 5.6, apresentou mordedura na margem da solda de aproximadamente 0,6mm de profundidade. Foi observada também uma falta de fusão na raiz da solda.
Para o processo Arame Tubular, na situação 3-FCAW, foi observado um acúmulo de escória entre a raiz da solda e o cobre-junta. Esta escória impediu a fusão completa da raiz da solda, acarretando assim em uma falta de penetração, a qual foi observada em outros pontos da chapa de teste.
Na situação 2-FCAW, para o Arame Tubular, observou-se a completa fusão das faces do chanfro, produzindo uma solda sem descontinuidades observadas na macrografia. Outra observação que pode ser feita em relação a esta situação, é que esta foi a condição que teve a maior fusão das chapas quando comparado com as outras situações. Esta maior fusão ocorreu devido ä mistura utilizada para a condição 2-FCAW ter mais CO2 que a mistura utilizada para 3-GMAW e 3-FCAW. Isto comprova a
afirmação de Irvin (1999) que quanto maior a quantidade de CO2 no gás de proteção, maior é a penetração resultante.
Alem disto observa-se que 2-FCAW não teve problemas com falta de fusão ou de penetração, isto devido ao cobre-junta ter ficado afastado da chapa nesta região onde foi retirada a macrografia. Através desta observação, pode-se concluir que para o processo Arame Tubular, não é aconselhado o uso do cobre-junta, ou se for necessário usar um cobre-junta com geometria adequada, para poder facilitar a segregação da escória.
Figura 5.6 – Macrografias das juntas soldadas pelos processos MIG/MAG e Arame Tubular nas condições 3-GMAW, 3-FCAW e 2-FCAW.
Em uma visão geral das microestruturas das condições soldadas, Figura 5.7, é possível identificar as diferenças das regiões das juntas mostrando grãos colunares no metal de solda, estrutura grosseira na região da ZTA devido ao efeito térmico sofrido por esta região durante a soldagem, e a estrutura mais fina a qual corresponde ao metal de base.
4,75mm CONDIÇÃO 3-FCAW 4,75mm CONDIÇÃO 2-FCAW 4,75mm CONDIÇÃO 3-GMAW MORDEDURA FALTA DE FUSÃO FALTA DE PENETRAÇÃO
Figura 5.7 – Visão geral da microestrutura das regiões da junta soldada pelos processos MIG/MAG e Arame Tubular nas condições 3-GMAW, 3-FCAW e 2-FCAW.
METAL DE BASE ZTA E ZONA DE LIGAÇÃO METAL DE SOLDA CONDIÇÃO 3-FCAW METAL DE BASE ZTA E ZONA DE LIGAÇÃO METAL DE SOLDA CONDIÇÃO 3-GMAW METAL DE BASE ZTA E ZONA DE LIGAÇÃO METAL DE SOLDA CONDIÇÃO 2-FCAW
5.2.3 CARACTERIZAÇÃO MICROESTRUTURAL
5.2.3.1 ZONA
FUNDIDA
A região do metal de solda (zona fundida), para os três casos estudados, é formada pelos seguintes constituintes microestruturais (Figura 5.8):
• 3-GMAW : Grãos colunares de ferrita acicular – AF, com ferrita de contorno de grão – PF(G), regiões com ferrita com segunda fase alinhada – FS(A) e ferrita intragranular poligonal.
• 3-FCAW : Grãos colunares de ferrita acicular – AF, com ferrita de contorno de grão.
• 2-FCAW: Grãos colunares de ferrita acicular – AF, com ferrita de contorno de grão – PF(G), regiões com ferrita com segunda fase alinhada – FS(A) e ferrita intragranular poligonal.
Figura 5.8 – Micrografias mostrando as microestruturas do metal de solda para os casos 3-GMAW, 3-FCAW e 2-FCAW.
AF PF(G) FS(A) PF(I) AF PF(G) PF(I) PF(G) AF FS(A)
