INSTITUTO FEDERAL DO ESPÍRITO SANTO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA E DE MATERIAIS
JOÃO PAULO MENEGUELLI CAMPOS
ESTUDO DOS EFEITOS DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM NAS CARACTERÍSTICAS METALÚRGICAS E PROPRIEDADES MECÂNICAS DE
JUNTAS DE AÇO CARBONO SOLDADAS POR ARCO ELÉTRICO
Vitória 2015
JOÃO PAULO MENEGUELLI CAMPOS
ESTUDO DOS EFEITOS DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM NAS CARACTERÍSTICAS METALÚRGICAS E PROPRIEDADES MECÂNICAS DE
JUNTAS DE AÇO CARBONO SOLDADAS POR ARCO ELÉTRICO
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Metalúrgica e de Materiais do Instituto Federal do Espírito Santo como requisito parcial para obtenção do Título de Mestre em Engenharia Metalúrgica e de Materiais.
Orientador: Prof. Dr. Estéfano Aparecido Vieira
Vitória 2015
(Biblioteca Nilo Peçanha do Instituto Federal do Espírito Santo) C198e Campos, João Paulo Meneguelli.
Estudo dos efeitos dos parâmetros de soldagem nas
características metalúrgicas e propriedades mecânicas de juntas de aço carbano soldadas por arco elétrico / João Paulo Meneguelli Campos. – 2015.
124f. : il. ; 30 cm
Orientador: Estéfano Aparecido Vieira.
Dissertação (mestrado) – Instituto Federal do Espírito Santo, Programa de Pós-graduação em Engenharia Metalúrgica e de Materiais.
1. Soldagem. 2. Aço – Tratamento térmico. 3. Aço – Propriedades mecânicas. I. Vieira, Estéfano Aparecido. II. Instituto Federal do Espírito Santo. III. Título.
Para Patricia, meu amor e minha principal incentivadora. Para as minhas filhas Vitória e Sofia, que são as minhas maiores motivações. Para a minha mãe Vera, que solidificou meus valores. Para Carlos Ryve (em memória) que está comigo espiritualmente e junto a Deus.
AGRADECIMENTOS
Agradeço ao apoio e à dedicação dos professores e demais colaboradores do curso de Pós Graduação em Engenharia Metalúrgica e de Materiais do Instituto Federal do Espírito Santo, que se esforçam a cada dia em desenvolver este importante instrumento de formação de novos professores, pesquisadores e profissionais nesta tão importante área de estudo da Engenharia. Destaco o agradecimento especial ao amigo Arlindo José Merçon, servidor dedicado e atencioso, cujo apoio foi muito importante durante todo o curso e para que este trabalho acontecesse.
Em particular, agradeço ao Prof. Dr. Estéfano Aparecido Vieira pelas valiosas orientações no que tange ao planejamento e desenvolvimento deste trabalho, cujo objetivo é o aprimoramento desta largamente utilizada tecnologia de soldagem.
Também agradeço a honrosa contribuição técnica do Prof. Dr. José Francisco dos Reis Sobrinho no atendimento às consultas e no interesse em participar deste projeto.
Finalmente, agradeço a diversos gerentes e colegas da ArcelorMittal Tubarão em relação ao apoio e confiança fundamentais para o desenvolvimento deste trabalho. Especificamente, agradeço à parceria do Eng. Flávio Altoé Franco, cuja experiência em soldagem foi essencial para referendar este trabalho, assim como a equipe do Laboratório de Testes Mecânicos e área de Pesquisa & Desenvolvimento da ArcelorMittal Tubarão, nas pessoas de Luciana Xavier da Cruz, Wagner Souza e João Batista Ribeiro Martins, que agregaram para os resultados alcançados.
MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
INSTITUTO FEDERAL DO ESPÍRITO SANTO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA E DE MATERIAIS
RESUMO
O objetivo deste trabalho foi avaliar os efeitos dos parâmetros de soldagem nas características metalúrgicas e propriedades mecânicas de juntas de aço carbono soldadas. Taniguchi et al. e Reis Sobrinho et al. estudaram as relações do pré e pós-aquecimentos nas microestruturas resultantes e as propriedades mecânicas de aços com alto teor de cromo e de alta resistência e baixa liga respectivamente, sendo importantes referências neste estudo que analisou limites de escoamento e de resistência, absorção a impacto e dureza resultantes do aporte térmico na soldagem de aço com médio teor de carbono. Usando modelos matemáticos da literatura fundamentados em referências como Kasuya et al. e de Marques e Modenesi, foram estimadas as durezas da Zona Termicamente Afetada (ZTA) pela solda em função dos parâmetros de processo tais como: energia de soldagem, taxa de resfriamento e temperaturas de pré-aquecimento e interpasses. As juntas soldadas foram produzidas usando chapas de aço SAE 1045 com espessura de 12,7 mm como material base, chanfro de 70º e arame sólido do tipo ER70S-6. Foram feitos experimentos com e sem pré-aquecimento e testados pós-aquecimento e alívio de tensões. As amostras da zona fundida e da ZTA foram caracterizadas utilizando microscopia eletrônica de varredura. Os resultados mostraram que o tratamento de pós-aquecimento fornece as melhores propriedades combinadas de resistência mecânica e tenacidade. A dureza da ZTA tende a diminuir com o aumento do tempo de resfriamento. A presença de defeitos tais como porosidades e microtrincas são recorrentes e de difícil controle sendo observada em 70% das amostras. Os efeitos dos tratamentos posteriores à soldagem mais observados foram o refino dos grãos de ferrita poligonal e na forma de precipitação de carbonetos.
Palavras-chave: Soldagem. Pré-aquecimento. Tratamentos térmicos. Propriedades mecânicas. Ensaios mecânicos.
MINISTÉRIO DA EDUCAÇÃO
INSTITUTO FEDERAL DO ESPÍRITO SANTO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA METALÚRGICA E DE MATERIAIS
ABSTRACT
The purpose of this study was to evaluate the effects of welding parameters on the metallurgical characteristics and mechanical properties of welded carbon steel joints. Taniguchi et al. and Reis Sobrinho et al. have studied the relations between pre- and post-heating on the resulting microstructure and mechanical properties of high chromium content and high strength low alloy steels respectively, being important references in this study which has analyzed the yield and tensile strengths, impact energy and hardness resulting of heat input in welding of medium carbon steel. Using mathematical models of literature based on references as Kasuya et al. and Marques and Modenesi, the hardness from the heat affected zone (HAZ) was estimated in terms of welding process parameters such as heat input, cooling rate added to preheating and interpasses temperatures. The welded joints were produced using SAE 1045 steel plates with thickness of 12.7 mm as base material, chamfer of 70° and ER70S-6 type solid wire. Experiments were performed with and without pre-heating and heat treatments of post-pre-heating and stress relief were tested. Samples of the fusion zone and HAZ were characterized using scanning electron microscopy. The results indicated that treatment of post-heating provides the best combined properties of strength and toughness. The HAZ hardness decreases with the increase of cooling time. The presence of defects such as pores and microcracks are recurring and difficult to control, as observed in 70% of the samples. The more frequent effects of heat treatments subsequent to welding observed were the refining of polygonal ferrite grains and carbide precipitation.
Keywords: Welding. Preheating. Heat treatments. Mechanical properties. Mechanical testing.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 - Representação de oscilograma da tensão e de corrente durante abertura
do acendimento do arco elétrico... 21
Figura 2 – Ilustração de arco elétrico com eletrodo permanente ... 22
Figura 3 – Ilustração dos diversos modos de transferências metálicas ... 29
Figura 4 – Regiões da ZAC (ZTA) de um aço carbono comum e respectivas temperaturas. ... 33
Figura 5 – Modelo de zona parcialmente fundida de uma liga monofásica. ... 39
Figura 6 – Representação esquemática do crescimento epitaxial... ... 40
Figura.7 – Preparações típicas de peças para soldagem manual. ... 44
Figura 8 – Especificações para preparação de juntas conforme a norma técnica AWS D1.5M/D1.5 ... 44
Figura 9 – Recristalização de cordões de solda por passes subsequentes depositados com eletrodo revestido em uma junta multipasses... 45
Figura 10 – Exemplos dos diferentes tipos de microestruturas classificadas conforme a IIW ... 49
Figura 11 – Macroestrutura de uma solda de aço carbono. ... 50
Figura 12 – Efeito do perfil da junta na resistência à fadiga de soldas de topo transversais em aço carbono. ... 53
Figura 13 – Variação do limite de resistência de um aço em função da quantidade de porosidade, para cargas estáticas (esquemático). ... 53
Figura 14 – Esquema do chanfro especificado ... 58
Figura 15 – Exemplo de Procedimento de Soldagem elaborado ... 60
Figura 16 – Croqui de referência para preparação da junta soldada, marcação e corte dos esboços dos corpos de prova. ... 61
Figura 17 – Preparação das chapas em juntas conforme especificado ... 61
Figura 18 – Modelo da planilha de controle dos parâmetros de soldagem ... 62
Figura 19 – Juntas soldadas e tratadas termicamente identificadas a fim de garantir a rastreabilidade após cortes ... 63
Figura 20 – Dimensões de corpos de prova para ensaio de tração conforme norma técnica ASTM A370. ... 64
Figura 21 – Dimensões padrões e variáveis dos corpos de prova para ensaio de impacto Charpy com entalhe em V (tipo A) conforme norma técnica ASTM E23 ... 65
Figura 22 – Croqui indicando as dimensões para corte das juntas soldadas para extração dos esboços a serem usinados na preparação dos corpos de prova para teste de impacto Charpy V ... 66
Figura 23 – Corpo de prova de impacto Charpy V usinado e atacado quimicamente
com Nital 2% previamente à execução do ensaio. ... 66
Figura 24 – Esboços dos corpos de prova Charpy cortados e identificados previamente à preparação por usinagem final. ... 67
Figura 25 – Corpos de prova Charpy usinados e identificados previamente à inserção do entalhe e execução do teste de impacto ... 67
Figura 26 – Espectro obtido por EDS no metal de solda do CP-1... 71
Figura 27 – Espectro obtido por EDS no metal de solda do CP-2... 72
Figura 28 – Espectro obtido por EDS no metal de solda do CP-3... 72
Figura 29 – Espectro obtido por EDS no metal de solda do CP-4... 72
Figura 30 – Espectro obtido por EDS no metal de solda do CP-5... 73
Figura 31 – Espectro obtido por EDS no metal de solda do CP-6... 73
Figura 32 – Gráfico das velocidades médias de soldagem calculadas para as etapas de emenda das juntas para os seis corpos de prova. ... 77
Figura 33 – Gráfico expondo as energias líquidas de soldagem estimadas para os passes da raiz, enchimento e acabamento das juntas soldadas... 77
Figura 34 – Gráfico apresentando as temperaturas de pico para as seis juntas soldadas a uma distância de 2,5 mm do eixo da solda. ... 81
Figura 35 – Relação entre temperaturas de pico e distância para o eixo da solda para os passes de raiz depositados nas seis juntas soldadas. ... 81
Figura 36 – Gráfico contendo as taxas de resfriamento entre 800°C e 500°C para os passes da raiz, enchimento e acabamento das juntas soldadas ... 82
Figura 37 – Gráfico contendo as correlações entre a temperatura de pico e taxa de resfriamento em função da energia de soldagem. ... 83
Figura 38 – Gráfico comparativo de durezas calculadas com base nos parâmetros dos processos de soldagem das juntas avaliadas. ... 84
Figura 39 – Gráfico de resistências mecânicas convertidas das durezas calculadas para as juntas soldadas. ... 85
Figura 40 – Gráfico indicando comportamentos similares de durezas e resistências mecânicas em relação à energia de soldagem ... 86
Figura 41 – Corpos de prova soldados rompidos após ensaios de tração. ... 87
Figura 42 – Gráfico de tensão x deformação obtido no ensaio de tração do corpo de prova nº 1 (CP-1) ... 87
Figura 43 – Gráfico de tensão x deformação obtido no ensaio de tração do corpo de prova nº 2 (CP-2)... 88
Figura 44 – Gráfico de tensão x deformação obtido no ensaio de tração do corpo de prova nº 3 (CP-3) ... 88
Figura 45 – Gráfico de tensão x deformação obtido no ensaio de tração do corpo de prova nº 4 (CP-4)... 89
Figura 46 – Gráfico de tensão x deformação obtido no ensaio de tração do corpo de prova nº 5 (CP-5) ... 89 Figura 47 – Gráfico de tensão x deformação obtido no ensaio de tração do corpo
de prova nº 6 (CP-6)... 90 Figura 48 – Gráfico correlacionando os resultados de cálculos com os valores
medidos de resistência mecânica durante ensaios de tração ... 91 Figura 49– Gráfico correlacionando resistências mecânicas calculadas, medidas e
limites de escoamentos medidos com as temperaturas de pós-
tratamentos aplicados. ... 92 Figura 50 – Curvas de limites de escoamento e resistências mecânicas de um aço
carbono com alto teor de cromo submetido a tratamentos térmicos posteriores à soldagem ... 92 Figura 51 – Corpos de prova soldados rompidos nos ensaios de Charpy. ... 93 Figura 52 – Tempos de resfriamento entre 800°C e 500°C calculados para as seis
juntas soldadas ... 94 Figura 53 – Relações de capacidade de absorção de energia de impacto por
Charpy V pela ZF e ZTA em função do tempo de resfriamento ... 96 Figura 54 – Relação entre tenacidade dos corpos de prova de aço SAE 1020
termicamente simulados e tempo de resfriamento ... 96 Figura 55 – Comportamento dos corpos de prova ensaiados a Charpy V em função
da temperatura de pós-aquecimento aplicado. ... 97 Figura 56 – Mapeamento de dureza na superfície da secção transversal da
amostra do CP-1. ... 98 Figura 57 – Mapeamento de dureza na superfície da secção transversal da
amostra do CP-2. ... 98 Figura 58 – Mapeamento de dureza na superfície da secção transversal da
amostra do CP-3 ... 98 Figura 59 – Mapeamento de dureza na superfície da secção transversal da
amostra do CP-4 ... 99 Figura 60 – Mapeamento de dureza na superfície da secção transversal da
amostra do CP-5 ... 99 Figura 61 – Mapeamento de dureza na superfície da secção transversal da
amostra do CP-6 ... 99 Figura 62 – Gráfico de correlação entre durezas calculadas e medidas para a ZTA
dos corpos de prova estudados ... 101 Figura 63 – Comparação dos valores medidos e calculados para a dureza da ZTA
para as jutas soldadas analisadas neste trabalho ... 101 Figura 64 – Gráfico de correlação entre durezas calculadas e medidas para a ZTA
Figura 65 – Gráfico de correlação das durezas medidas nas zonas fundidas com as temperaturas consideradas nos tratamentos posteriores à
soldagem ... 102
Figura 66 – Gráfico de correlação das durezas medidas e calculadas para a ZTA com os tempos de resfriamentos calculados... 103
Figura 67 – Gráfico construído a partir de dados extraídos do trabalho de Reis Sobrinho e Alcântara correlacionando as durezas dos materiais testados nos ensaios para a ZTA com os tempos de resfriamentos calculados ... 104
Figura 68 – Análise macrográfica do CP-1 ... 105
Figura 69 – Análise macrográfica do CP-2 ... 106
Figura 70 – Análise macrográfica do CP-3 ... 106
Figura 71 – Análise macrográfica do CP-4 ... 107
Figura 72 – Análise macrográfica do CP-5 ... 107
Figura 73 – Análise macrográfica do CP-6 ... 108
Figura 74 – Relação de tamanhos de grãos conforme ASTM dos materiais base (MB) e zonas termicamente afetadas (ZTA) das seis juntas soldadas ... 109
Figura 75 – Caracterização microscópica do CP-1 e CP-2 ... 110
Figura 76 – Caracterização microscópica do CP-3 e CP-4 ... 110
Figura 77 – Caracterização microscópica do CP-5 e CP-6 ... 111
Figura 78 – Relações entre taxa de resfriamento e tipos de pós-tratamentos com a presença de ferrita acicular e poligonal na zona fundida das soldas ... 112
Figura 79 – Montagem de micrografias mostrando o aspecto da face fraturada do CP-1. ... 113
Figura 80 – Aumento microscópico via MEV da face fraturada do CP-1 com facetas de clivagem, indicando fratura frágil na zona fundida da solda. ... 113
Figura 81– Análise via MEV da zona fundida do CP-2 submetido ao ensaio de tração que não indicou defeitos microestruturais ... 114
Figura 82 – Análise microscópica via MEV do CP-3 ... 114
Figura 83 – Aspecto da face fraturada do CP-4 ... 115
Figura 84 – Aumento microscópico via MEV da face fraturada do CP-4 ... 115
Figura 85 – Análise microscópica via MEV do CP-5 ... 116
Figura 86 – Aspecto da face fraturada do CP-6 ... 116
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Valores típicos de rendimento de energia de soldagem ... 25 Tabela 2 - Formas usuais de transferência de acordo com o IIW. ... 28 Tabela 3 - Temperaturas de pré-aquecimento recomendada x Ceq. ... 37 Tabela 4 - Constituintes da zona fundida de aços ferríticos observados ao
microscópio ótico, segundo o sistema do IIW. ... 48 Tabela 5 - Composição química e propriedades mecânicas dos materiais base em
estudo. ... 56 Tabela 6 - Composição química e propriedades mecânicas da classe de arame
sólido em estudo ... 57 Tabela 7 - Especificações das combinações de parâmetros variáveis aplicados na
soldagem dos corpos de prova estudados ... 57 Tabela 8 - Dimensões de corpos de prova à tração conforme ASTM A370 ... 64 Tabela 9 - Dimensões de corpos de prova para teste de impacto Charpy V
conforme ASTM E23 ... 65 Tabela 10 – Resultados das análises por espectrometria óptica das composições
químicas das amostras do material base das juntas soldadas. ... 70 Tabela 11 – Parâmetros de processo levantados durante o passe da raiz da junta
soldada. ... 74 Tabela 12 – Parâmetros de processo levantados durante os passes de enchimento
da junta soldada. ... 75 Tabela 13 – Parâmetros de processo levantados durante os passes de acabamento
da junta soldada e tratamentos térmicos posteriores. ... 75 Tabela 14 – Indicadores de carbono equivalente estimados para as amostras do
material base das juntas soldadas ... 78 Tabela 15 – Referências de propriedades físicas do metal base ... 79 Tabela 16 – Referências de propriedades físicas do metal de adição ... 79 Tabela 17 – Parâmetros considerados na definição da condição de condução
térmica (chapa fina ou chapa grossa) ... 80 Tabela 18 – Resumo dos parâmetros registrados nos ensaios de tração dos corpos
de prova soldados transversalmente... 90 Tabela 19 – Resumo dos resultados dos testes de impacto Charpy-V realizados na
Zona Fundida e ZTA das juntas soldadas. ... 94 Tabela 20 – Resumo dos resultados dos testes de microdureza realizados na Zona
LISTA DE SIGLAS
OAW - Soldagem oxiacetilênica (Oxyacetylene Welding)
SMAW - Soldagem por arco elétrico com eletrodo revestido (Shielded Metal Arc Welding)
PAW - Soldagem por arco elétrico a plasma (Plasma Arc Welding) MIG - Soldagem de metal a gás inerte (Metal Inert Gas)
MAG - Soldagem de metal a gás ativo (Metal Active Gas)
GMAW - Soldagem por arco elétrico com gás de proteção (Gas Metal Arc Welding) TIG - Soldagem com eletrodo de tungstênio e gás de proteção (Tungsten Inert
Gas)
GTAW - Soldagem a arco elétrico de eletrodo de tungstênio com gás de proteção (Gas Tungsten Arc Welding)
FCAW - Soldagem por arco elétrico com arame tubular (Flux-Cored Arc Welding) SAW - Soldagem por arco elétrico submerso (Submerged Arc Welding)
EBW - Soldagem por feixe de elétrons (Electron Beam Welding) LBW - Soldagem a laser (Laser Beam Welding)
TW - Soldagem por aluminotermia (Thermit Welding) TB - Brasagem com tocha (Torch Brazing)
RSW - Soldagem por pontos (Resistance Spot Welding) RSEW - Soldagem por costura (Resistance Seam Welding) UW - Soldagem topo a topo (Upset Welding)
ESW - Soldagem por eletroescória (Electroslag Welding) CA - Corrente alternada
CC - Corrente contínua
CC+ - Corrente contínua através de eletrodo positivo CC- - Corrente contínua através de eletrodo negativo ASTM - American Society for Testing and Materials SAE - Society of Automotive Engineers
AISI - American Iron and Steel Institute AWS - American Welding Society
SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ... 16 2 OBJETIVOS ... 18 2.1 OBJETIVO GERAL ... 18 2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS ... 18 3 REVISÃO DA LITERATURA ... 19 3.1 DEFINIÇÃO DE SOLDAGEM ... 19
3.2 SOLDAGEM POR ARCO ELÉTRICO... 20
3.2.1 Arco elétrico ... 20
3.2.2 Energia de soldagem e ciclo térmico ... 24
3.3 TRANSFERÊNCIA METÁLICA ... 28
3.3.1 Forças atuantes nas transferências metálicas ... 29
3.4 ZONA TERMICAMENTE AFETADA (ZTA) ... 31
3.5 PRÉ AQUECIMENTO ... 34
3.6 TRATAMENTOS TÉRMICOS POSTERIORES À SOLDAGEM ... 38
3.7 SOLIDIFICAÇÃO DURANTE SOLDAGEM ... 39
3.8 ASPECTOS E GEOMETRIAS DE JUNTAS SOLDADAS ... 41
3.8.1 Chanfros ... 43
3.9 MICROESTRUTURA DE SOLDAS... 45
3.9.1 Microestrutura do metal de solda... 46
3.9.2 Microestrutura da ZTA ... 50
3.10 PROPRIEDADES MECÂNICAS DE JUNTAS SOLDADAS ... 52
3.10.1 Cálculos para predição de dureza máxima na ZTA ... 54
4 MATERIAIS E MÉTODOS ... 56
4.1 MATERIAIS UTILIZADOS ... 56
4.2 METODOLOGIA ... 57
4.2.1 Chanfros adotados ... 58
4.2.2 Temperatura de pré-aquecimento ... 58
4.2.3 Tratamentos térmicos posteriores à soldagem ... 58
4.2.4 Fabricação das juntas soldadas ... 59
4.2.5 Microscopia e ensaios mecânicos ... 63
4.2.6 Validação de modelos para prever dureza e resistência na ZTA ... 69
5.1 ANÁLISE DAS COMPOSIÇÕES QUÍMICAS ... 70
5.2 ANÁLISE DAS VARIÁVEIS DO PROCESSO DE SOLDAGEM ... 73
5.3 APLICAÇÃO DE CÁLCULOS PARA PREVER A DUREZA E RESISTÊNCIA MECÂNICA NA ZTA DAS JUNTAS SOLDADAS. ... 76
5.3.1 Velocidade de soldagem e energia de soldagem ... 76
5.3.2 Carbono equivalente das composições químicas analisadas para os corpos de provas ... 78
5.3.3 Temperaturas de picos térmicos e tempos de resfriamentos ... 79
5.3.4 Predição de dureza e resistência mecânica para as regiões da junta soldada ... 83
5.4 ENSAIOS MECÂNICOS DOS MATERIAIS ... 86
5.4.1 Ensaios de tração ... 86
5.4.2 Testes de impacto Charpy-V ... 93
5.4.3 Medições de dureza ... 97
5.5 ANÁLISE METALOGRÁFICA ... 104
5.5.1 Análise macroscópica das soldas ... 104
5.5.2 Caracterização microscópica dos materiais ... 108
5.5.3 Fractografia dos corpos de prova rompidos ... 112
6 CONCLUSÕES ... 118
7 SUGESTÕES PARA FUTUROS TRABALHOS ... 120
1 INTRODUÇÃO
Atualmente, os processos de soldagem constituem técnicas fundamentais na fabricação e manutenção de estruturas e equipamentos em escala industrial. As melhorias no controle e portabilidade do maquinário de execução agregaram rapidez e flexibilidade na união de peças por soldagem, representando economia e produtividade e consolidando este processo globalmente em diversos segmentos industriais.
Pesquisas relacionadas a conceitos chaves de tratamentos térmicos de juntas soldadas como as publicações de Fundeburk (1998), Sharma et al. (2013) e Prajapati et al. (2014) referenciam métodos para minimizar os efeitos nocivos que podem ser inseridos no processo de soldagem.
Estudos relacionados aos efeitos das características iniciais dos materiais base e pós-tratamentos térmicos aplicados a juntas soldadas em aço carbono foram desenvolvidos para avaliar as correlações dos parâmetros com as propriedades resultantes da soldagem, como pode ser observado nos trabalhos de Eroglu et al. (2000), Taniguchi et al. (2012) e Reis Sobrinho et al. (2007).
Também foram desenvolvidos modelos matemáticos para predição de propriedades mecânicas resultantes da energia térmica inserida nas juntas soldadas, tal como apresentado em referências de Kasuya et al. (1995) e de Marques e Modenesi (2014).
Entretanto, mesmo com todo este histórico de desenvolvimento, industrialmente os processos de soldagem são executados com considerável grau de incerteza, sendo extremamente dependentes da qualidade do serviço do executor. Sendo assim, os principais requisitos para a garantia de qualidade de juntas soldadas são as certificações de qualificações profissionais e a realização de ensaios não destrutivos posteriores à execução do procedimento de soldagens, tais como a revelação de líquido penetrante, mapeamento ultrassônico e por partículas magnéticas, a fim de se detectar trincas e descontinuidades no material depositado. Em soldagens que demandam maiores responsabilidades e critérios são elaborados procedimentos
formais de soldagens, que especificam materiais e métodos para a orientação do soldador, a fim de minimizar margens de erro durante a execução.
Porém, estas medidas são sujeitas a subjetividades e diversas interpretações, podendo resultar em elementos de junção com propriedades inferiores ao demandado para a aplicação. Em função disto, historicamente presenciam-se uma série de acidentes e más performances de equipamentos e estruturas decorrentes de propriedades de juntas soldadas inferiores às solicitações submetidas.
Portanto, com a crescente solicitação de elementos soldados em aplicações onde desvios de projetos, fabricação e segurança dos processos e das pessoas são cada vez menos tolerados, se faz prioritário o desenvolvimento de mais estudos e desenvolvimentos de métodos e tecnologias de caracterização precisa das propriedades e comportamento das juntas soldadas em serviço.
2 OBJETIVOS
2.1 OBJETIVO GERAL
Estudar o processo de soldagem por arco elétrico a fim de se identificar correlações dos parâmetros aplicados com as características microestruturais e propriedades mecânicas da junta soldada.
2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Estudar as características metalúrgicas e as transformações de fases ocorridas nos processos de soldagem relacionadas às exposições térmicas decorrentes da deposição do metal de adição sobre o metal base e o respectivo resfriamento.
Desenvolver e fabricar corpos de prova com características variáveis de temperaturas de pré-aquecimento, tipos e tempos de pós-resfriamento ou tratamento térmico, além de possíveis defeitos inseridos na execução.
Analisar microscopicamente e realizar ensaios de dureza, tração e Charpy, a fim de se verificar as variações nas microestruturas e propriedades mecânicas, tais como limite de escoamento, resistência mecânica e tenacidade.
Monitorar parâmetros do processo durante a execução e correlacionar os modelos disponíveis na literatura para prever dureza e resistência mecânica da ZTA com os dados experimentais.
Determinar características que resultem em maior confiabilidade no alcance das propriedades mecânicas objetivadas em juntas soldadas em campo.
3 REVISÃO DA LITERATURA
3.1 DEFINIÇÃO DE SOLDAGEM
Denomina-se soldagem o processo de união entre duas partes metálicas, usando uma fonte de calor, com ou sem aplicação de pressão (WAINER et al., 2004). Porém, muitos processos de soldagem ou variações destes são usados para a deposição de material sobre uma superfície, visando a recuperação de peças desgastadas ou para a formação de um revestimento com características especiais (MARQUES et al., 2009)
Cada processo de soldagem deve preencher os seguintes requisitos (HOULDCROFT, 1979):
Gerar uma quantidade de energia capaz de unir dois materiais, similares ou não.
Remover as contaminações das superfícies a serem unidas.
Evitar que o ar atmosférico contamine a região durante a soldagem.
Propiciar o controle da transformação de fase, para que a solda alcance as propriedades desejadas, sejam elas físicas, químicas ou mecânicas.
Os métodos de soldagem são classificados como por fusão e no estado sólido (explosão, ultrassom, atrito e difusão). Os principais grupos de processos de soldagem por fusão são listados a seguir (MESSLER, 1999 apud KOU, 2003):
Soldagem a gás:
Soldagem Oxiacetilênica (OAW)
Soldagem a arco elétrico:
Soldagem por arco elétrico com eletrodo revestido (SMAW) Soldagem por arco elétrico a plasma (PAW)
Soldagem por arco elétrico com gás de proteção (MIG /MAG /GMAW)
Soldagem por arco elétrico de eletrodo não consumível de tungstênio com gás de proteção (TIG /GTAW)
Soldagem por arco elétrico com arame tubular (FCAW) Soldagem por arco elétrico submerso (SAW)
Soldagem por energia radiante:
Soldagem por feixe de elétrons (EBW) Soldagem a laser (LBW)
Soldagem química:
Soldagem por aluminotermia (TW) Brasagem com tocha (TB)
Soldagem por resistência: Soldagem por pontos (RSW) Soldagem por costura (RSEW) Soldagem topo a topo (UW)
Soldagem por eletroescória (ESW)
3.2 SOLDAGEM POR ARCO ELÉTRICO
Os fenômenos envolvidos na transferência metálica são bastante complexos, principalmente nos processos de soldagem de eletrodos revestidos. Porém, o conhecimento desses fenômenos é de fundamental importância para o melhor controle do processo de soldagem, obtenção de cordões de solda sem defeitos, diminuir a quantidade de respingos, prever a penetração do passe, avaliar a quantidade de calor transferida para o metal base e controlar a distorção da estrutura soldada (WAINER et al., 2004). Neste e nos próximos capítulos serão apresentados os principais fenômenos e conceitos para o amplo entendimento sobre transferência metálica.
3.2.1 Arco elétrico
Pode-se definir o arco elétrico como “a descarga elétrica mantida através de um gás ionizado, iniciada por uma quantidade de elétrons emitidos do eletrodo negativo (catodo) aquecido e mantido pela ionização térmica do gás aquecido” (UDIN et al., 1954). Na soldagem, a descarga do arco elétrico possui baixas tensões e elevadas correntes, sendo três os conceitos importantes para o conhecimento deste fenômeno: calor, ionização e emissão.
Os elétrons emitidos na região catódica se deslocam pela coluna do arco na forma de íons e elétrons livres e alcançam o anodo onde transformam a energia cinética acumulada em calor (BRAZ, 1999). Com o fenômeno da ionização, resulta-se um elétron livre e um íon positivo, formando consequentemente um meio condutor de eletricidade (WAINER et al., 2004).
O processo mais simples de obtenção de um arco elétrico consiste no aquecimento do gás existente entre o eletrodo e o material de base, sujeitando-o a um bombardeio de elétrons. Para isto, basta dispor de uma diferença de potencial entre a peça e o eletrodo (tensão em vazio). Como pode ser visto na Figura 1, quando se toca o eletrodo na peça (instante t1), a tensão cai rapidamente, não atingindo o valor zero devido à resistência de contato, com isso a corrente cresce a um valor próximo da corrente de curto-circuito. Deste modo, por efeito Joule, a região presente no contato se aquece até a incandescência. Com isso, devido à quantidade de calor liberado torna-se fácil o desprendimento dos elétrons dos átomos do ambiente gasoso, por efeito da emissão termiônica da zona incandescente, ionizando o gás. Com essa ionização pode-se afastar o eletrodo e o material de base, por exemplo, em 4 mm, que o arco permanecerá, conforme mostra a Figura 2.
Figura 1 – Representação de oscilograma da tensão e de corrente durante abertura do acendimento do arco elétrico (12).
Figura 2 – Ilustração de arco elétrico com eletrodo permanente (1)
.
Fonte: WAINER et al. (2004).
Para o arco elétrico se manter durante a soldagem, é preciso que estejam disponíveis partículas carregadas eletricamente no espaço existente entre o eletrodo e a peça. Existindo moléculas de qualquer gás neste espaço, essas deverão ser dissociadas. À medida que o gás é aquecido, a energia de suas moléculas é aumentada, estando este aumento ligado principalmente ao movimento e vibração das moléculas. A temperaturas elevadas, a energia vibracional de moléculas poliatômicas atinge níveis suficientemente altos para causar a sua ruptura ou dissociação em átomos. Esse é o caso de gases tais como O2, CO2 e outros, cuja dissociação da molécula, tomando-se como exemplo o oxigênio, pode ser representada pela equação 1 e uma relação entre o grau de dissociação e a temperatura pode ser obtida de considerações termodinâmicas segundo a equação 2 (TESKE, 2006 apud LANCASTER, 1986).
O2 → 2º (dissociação) (1) 4.𝑥2 1−𝑥2 = 𝑝0 𝑝 . 𝑒𝑥𝑝 (− ∆𝐺0 𝑅.𝑇)
(2)
Onde: x é a fração das moléculas de O2 que foram dissociadas (adimensional); ΔG0 é a energia livre de dissociação (J/mol);
T é a temperatura absoluta (K);
p,p0 são as pressões em que o gás se encontra e pressão atmosférica,
respectivamente (atm).
Após a dissociação e a temperaturas ainda mais elevadas, um elétron nas camadas mais externas dos átomos pode ser expulso, quando estes se chocam em grande velocidade, ocorrendo a ionização. Sob temperaturas ainda maiores, mais elétrons podem ser expulsos, resultando na ionização múltipla. A simples ionização de um átomo dissociado, tomando-se novamente como exemplo o oxigênio, pode ser representada pela equação 3 e uma estimativa da variação do grau de ionização com a temperatura pode ser feita pela equação 4 (TESKE, 2006 apud MACHADO, 1996, MODENESI, 2001). O → O+ + e- (ionização) (3) 𝛼2 1−𝛼= 𝑝0 𝑝 . 𝐶. 𝑇 5 2 ⁄ . 𝑒𝑥𝑝 (−𝑒.𝑉𝐼 𝑘.𝑇)
(4)
Onde: α é a fração de átomos de oxigênio que foram ionizados (adimensional); C é uma constante de proporcionalidade (1,264 x 10-6 kg/J.s);
k é a constante de Boltzmann (1,38 x 10-23 J/K); e é a carga do elétron (1,602 x 10-19 C);
Vl é o primeiro estágio de ionização do elemento oxigênio (eV).
As equações 2 e 4 mostram que a fração das moléculas do gás que são dissociadas (x) e que a fração de átomos do gás que são ionizados () cresce exponencialmente com o aumento da temperatura na coluna de plasma. Indicam também uma forte influência da energia livre de dissociação (G0) e do primeiro estágio de ionização (VI) para a dissociação e para a ionização do gás respectivamente. Portanto um menor valor de VI resulta em uma maior ionização (maior número de partículas ionizadas por mm3 na coluna de plasma) a uma dada temperatura. Isso favorece a estabilidade e a facilidade de abertura do arco elétrico de soldagem em menores tensões de operação para um dado comprimento do arco (TESKE, 2006 apud MODENESI, 2001).
3.2.2 Energia de soldagem e ciclo térmico
A energia de soldagem é definida como sendo a energia liberada pela fonte de calor por unidade de comprimento da solda. É útil na avaliação dos efeitos metalúrgicos da operação de soldagem de um determinado material. Esta variável pode ser calculada de acordo com a equação 5 (MARQUES et al., 2014):
𝐻 =𝑉.𝐼
𝑣
(5)
Onde: H é a energia e soldagem (J/cm); V é a tensão de soldagem (V);
I é a corrente de soldagem (A); v é a velocidade de soldagem (cm/s).
Um exemplo de efeito metalúrgico relacionado à energia de soldagem é a microestrutura da zona termicamente afetada, que depende da composição química, dos picos de temperatura e tensões aplicados na soldagem.
A energia de soldagem também pode ser utilizada na comparação entre diferentes procedimentos e processos de soldagem. Neste último caso é mais interessante usar a energia líquida de soldagem, que considera o rendimento do processo no cálculo, como pode ser observado na equação 6(MARQUES et al., 2014):
𝐻𝐿 = 𝜂. 𝐻
(6)
Onde: HL é a energia líquida de soldagem (J/cm);
η é um fator adimensional de rendimento, que depende do processo, dos parâmetros de soldagem e de diversos outro aspectos, incluindo as propriedades físicas dos materiais e a geometria das peças (AWS, 2001).
A Tabela 1 apresenta alguns valores de rendimento aplicado à energia de soldagem para alguns processos de soldagem.
Tabela 1 –Valores típicos de rendimento de energia de soldagem. Processo η Eletrodo Revestido 0,65 – 0,85 GMAW 0,65 – 0,85 GTAW (CC+) 0,50 – 0,80 GTAW (CA) 0,20 – 0,50 SAW 0,80 – 0,99 Oxi-gás 0,25 – 0,80 Fonte: KOU (2003).
A velocidade de resfriamento da junta soldada a uma dada temperatura ou o tempo de resfriamento entre 800°C e 500°C para aços, que engloba as zonas térmicas de transformações de fases críticas durante o processo de soldagem, é característica importante do ciclo térmico de soldagem, pois influencia fortemente a microestrutura e pode ser estimada pelas equações (MARQUES et al., 2014 apud PERDIGÃO, 1982): 𝑅𝐺 = 2.𝜋.𝑘.(𝑇−𝑇0)2 𝐻𝐿 (7) 𝑅𝑓 = 2. 𝜋. 𝑘. 𝜌. 𝑐. (ℎ 𝐻𝐿) 2 . (𝑇 − 𝑇0)3 (8) (∆𝑡8/5)𝐺 = 𝐻𝐿 2.𝜋.𝑘. ( 1 500−𝑇0− 1 800−𝑇0)
(9) (∆𝑡8/5)𝑓 = 𝐻𝐿2 2.𝜋.𝑘.𝜌.𝑐.ℎ2. ( 1 (500−𝑇0)2− 1 (800−𝑇0)2)
(10)
Onde: R é a velocidade de resfriamento entre 800°C e 500°C. O subscrito “G” se refere a uma chapa grossa, isto é, soldagem de penetração parcial e fonte de calor pontual e o subscrito “f” soldagem de chapa fina, ou seja, passe de penetração total e fonte de calor linear com fluxo térmico bidimensional;
k é a condutividade térmica do material (J/cm.s.°C);
T e T0 são as temperaturas entre as quais se deseja estimar a velocidade de resfriamento (°C);
c é o calor específico do material (J/g.°C); h é a espessura da peça (mm);
A espessura crítica (hc), que define entre chapa fina e chapa grossa, pode ser estimada para a velocidade de resfriamento pela equação 11 (AWS, 2001):
ℎ𝑐 = √ 𝐻𝐿
𝜌.𝑐.(𝑇−𝑇0)
(11)
Para o tempo de resfriamento, a espessura crítica ((hc)T1/T2) pode ser calculada pela equação 12 (MACHADO, 2000): (ℎ𝑐)𝑇1/𝑇2= √ 𝐻𝐿 2.𝜌.𝑐. ( 1 𝑇2−𝑇0+ 1 𝑇1−𝑇0)
(12)
A American Welding Society (AWS), recomenda que a definição de chapa fina seja cabível para relação h/hc<0,6 e devem ser considerados como chapa grossa exemplos que contemplem h/hc>0,9 para o cálculo de velocidade de resfriamento. Para valores de h/hc entre 0,6 e 0,9, a AWS recomenda a utilização de valores intermediário entre os calculados de velocidade de resfriamento para os dois regimes de calor (AWS, 2001).
O pico de temperatura (TP) para um único passe pode ser estimado com base nas equações 13 e 14 (MARQUES et al., 2014).
(𝑇𝑃)𝑓= 𝑇0 + (2 𝜋.𝑒) 1 2 ⁄ . 𝐻𝐿 2.𝜌.𝑐.ℎ.𝑦
(13) (𝑇𝑃)𝐺 = 𝑇0+ ( 2 𝜋.𝑒) . 𝐻𝐿 𝜌.𝑐.𝑟𝑥2
(14)
Onde: y e rx são distâncias em relação ao centro da solda; e é o número de Euler, cujo valor é aproximadamente 2,718.
Outras literaturas (ION et al., 2012) também apresentam formas para estimativa da temperatura de ciclo térmico T(r,t) e tempo de resfriamento, como pode ser constatado nas seguintes equações:
Para chapas finas:
(𝑇(𝑟,𝑡))𝑓 –𝑇0 =𝐴.𝑞 𝑣.ℎ. 1 (4.𝜋.𝑘.𝜌.𝑐.∆𝑡)1⁄2. 𝑒𝑥𝑝 (− 𝑦2 4.𝑎.∆𝑡) (15) (∆𝑡)𝑓= (𝐴.𝑞 𝑣.ℎ) 2 . 1 4.𝜋.𝑘.𝜌.𝑐.𝜃12
(16) 1 𝜃12 = 1 (500−𝑇0)2− 1 (800−𝑇0)2
(17)
Para chapas grossas:
(𝑇(𝑟,𝑡))𝐺 –𝑇0 = 𝐴.𝑞 𝑣 . 1 2.𝜋.𝑘.∆𝑡. 𝑒𝑥𝑝 (− 𝑟𝑥2 4.𝑎.∆𝑡)
(18) (∆𝑡)𝐺 = ( 𝐴.𝑞 𝑣 ) . 1 2.𝜋.𝑘.𝜃2
(19) 1 𝜃2 = 1 (500−𝑇0)− 1 (800−𝑇0)
(20)
Onde: A é a fração de energia incidente absorvida pela solda; q é a potência de soldagem (W);
a é a difusividade térmica do material (m²/s);
3.3 TRANSFERÊNCIA METÁLICA
O modo pelo qual o metal fundido transfere-se da extremidade da fonte de metal de adição para a poça de fusão influencia diversos aspectos operacionais da soldagem. O nível de respingos e fumos, a capacidade do processo ser aplicado diferentemente da posição plana, o formato do cordão, além da estabilidade e o desempenho operacional do processo são fatores relacionados à transferência metálica (MODENESI, 2001).
Diversas formas de transferência de metal podem ser observadas nos diferentes processos de soldagem. O modo de transferência depende de diversos fatores como, por exemplo, os parâmetros elétricos do arco (tipo e valor da corrente, tensão e polaridade), o diâmetro e composição do metal de adição, tipo e composição do meio de proteção, comprimento energizado do eletrodo, pressão atmosférica, etc. Um sistema de classificação proposto pelo Instituto Internacional de Soldagem ou International Institute of Welding (IIW) e baseado em aspectos fenomenológicos da transferência de metal é apresentado na tabela 2 e na figura 3 (MODENESI, 2001).
Tabela 2 – Formas usuais de transferência de acordo com o IIW.
Tipo de Transferência Exemplo de Processo de Soldagem
1. Queda Livre (Free Flight Tranfer):
1.1. Globular (Globular)
1.1.1. Globular (Drop) GMAW – baixa corrente 1.1.2. Repelida (Repelled) GMAW com proteção de CO2 1.2. Goticular ou Aerossol (Spray)
1.2.1. Axial (Projected) GMAW – corrente intermediária 1.2.2. Com Alongamento (Streaming) GMAW – corrente média 1.2.3. Rotacional (Rotating) GMAW – corrente elevada 1.3. Explosiva (Explosive) SMAW (eletrodos revestidos) 2. Por Contato (Bridging Transfer):
2.1. Curto-circuito (Short-circuiting) GMAW – arco “curto”
2.2. Contínua (Without Interruption) GTAW com alimentação contínua 3. Protegida por Escória (Slag Protected Transfer):
3.1. Guiada pela parede (Flux-Wall Guided) SAW
3.2. Outros modos (Other modes) SMAW, FCAW, ESW, etc Fonte: LINNERT (1994)
Figura 3 – Ilustração dos diversos modos de transferências metálicas.
Fonte: LINNERT (1994)
3.3.1 Forças atuantes nas transferências metálicas
As forças que agem na gota metálica são dependentes de certo número de fatores e na prática são difíceis de serem quantificadas. Por exemplo, a tensão superficial é função da temperatura, da composição e da forma da gota fundida. A forma da gota muda durante esta evolução resultando numa mudança da magnitude da força de tensão superficial. Similares mudanças ocorrem com outras forças dominantes, em geral, o comportamento do destacamento da gota da extremidade do eletrodo deve levar em conta o tempo de ocorrência do fenômeno (LEONELLO, 2005).
As forças que podem agir na gota promovendo a transferência metálica são (BRANDI, 1988):
Força devido à ação da gravidade;
Força devido à tensão superficial (tensão superficial entre a gota e o metal de adição e entre a gota e a poça de fusão);
Força eletromagnética ou força de compressão (efeito pinch);
Força devido à evaporação metálica e a reações químicas;
Forças mecânicas externas.
A transferência metálica é influenciada pelo balanço de forças que atuam em um dado instante. Este balanço é função dos parâmetros de soldagem, geometria do metal de adição, tipo de metal de adição, geometria do arco, posição de soldagem, composição do revestimento ou fluxo, pressão local e equipamento de soldagem (LEONELLO, 2005).
As forças predominantes no mecanismo de transferência metálica na soldagem com eletrodos revestidos são (BRANDI et al., 1990):
Força devido à tensão superficial:
A viscosidade do metal líquido e da escória na fundição de eletrodos revestidos tem efeito marcante no modo de transferência, propriedades e movimentos na poça de fusão, mas o tipo de revestimento determina o modo predominante da transferência. Como regra geral eletrodos básicos produzem grandes gotas. A tensão superficial sustenta as gotas na extremidade do eletrodo fundido e causa a adoção de formas esféricas, retendo a gota em qualquer posição de soldagem (BRANDI et al., 1990).
Força devido às reações químicas:
Essa força é gerada pela reação do oxigênio dissolvido na gota com elementos desoxidantes. O produto gasoso formado expande-se de uma forma explosiva no interior da gota. Os gases presentes no interior da bolha podem se apresentar como CO, CO2, H2, H2O e CH4.Para eletrodos revestidos acredita-se que as bolhas de gás são predominantemente de CO (BRANDI, 1988).
Força devido à evaporação metálica:
Pressão gerada pela mancha catódica que deforma a superfície da gota. Esta força pode superar a força de compressão (eletromagnéticas) no caso do eletrodo revestido (WEGRZYN, 1980). Podem ocorrer concentrações de 10 a 20% de vapor metálico na atmosfera do arco, evidenciando que esta força tem papel importante na transferência metálica (BRANDI, 1988).
Força eletromagnética ou força de compressão – Fc (efeito pinch);
A ação da força eletromagnética ou de compressão ocorre nos momentos finais do destacamento e tem sua importância no fenômeno, apesar de não ser citada como força importante no processo de soldagem com eletrodos revestidos. Esta força pode ser quantificada pela equação 21 (BRANDI, 1988).
𝐹𝑐 = 𝐼2 200 . ln
𝐴2
𝐴1
(
21)Onde: I é a corrente de soldagem;
A1 é a área de entrada da corrente; A2 é a área de saída da corrente.
A partir da equação 21, pode-se avaliar que se a gota metálica for deformada, a concentração das linhas de corrente na região alongada acentua gradativamente a ação da força de compressão. Caso não haja a formação da deformação, a força tende a alongar a gota (LEONELLO, 2005).
3.4 ZONA TERMICAMENTE AFETADA (ZTA)
A American Welding Society (AWS) define a zona termicamente afetada (ZTA) ou zona afetada pelo calor (ZAC) como a porção do metal de base que tenha sofrido alteração em suas propriedades mecânicas ou microestrutura, causada pelo calor gerado num processo de soldagem, brasagem ou corte térmico. Estas mudanças podem ser observadas através das técnicas de análise que utilizam a microscopia ou medidas através de perfis de dureza (LINNERT,1994).
Para um aço carbono no estado recozido, dependendo dos teores de carbono e da velocidade de resfriamento na soldagem, a região aquecida acima de 973 K, até atingir a zona de ligação, será caracterizada como ZTA. No entanto para um aço que tenha sido tratado termicamente por têmpera e revenido, por exemplo, na temperatura de 588 K, a região aquecida acima de 588 K durante a soldagem poderá ser considerada parte da ZTA, pois os ciclos térmicos de soldagem resultarão em mudanças nas propriedades mecânicas do metal nesta região. A
resistência mecânica e a tenacidade na ZTA de uma junta soldada dependem do tipo de metal base, do processo e do procedimento de soldagem (AWS, 1998).
De acordo com a literatura (WAINER et al., 2004 apud AWS, 1998), ao contrário da zona fundida, na ZTA não se pode mudar a composição química do material. É necessário empregar-se aços com teores de carbono e de elementos de liga tais que as propriedades mecânicas definidas em projeto sejam obtidas. No entanto, o controle dos ciclos térmicos impostos pelo processo de soldagem é de fundamental importância para adquirirem-se as propriedades mecânicas requeridas na junta soldada, pois a ZTA pode ser dividida em várias subzonas, dependendo do pico de temperatura e tempo de permanência a elevadas temperaturas a que o material foi exposto (TESKE, 2006).
A figura 4 mostra esquematicamente a ZTA de um aço carbono comum normalizado que pode ser decomposta de acordo com a faixa de temperatura máxima atingida e ciclo térmico sofrido num processo de soldagem.
Na região de crescimento de grão na ZTA, ocorre na faixa de temperaturas de 1373 a 1773 K, as quais permitem uma difusão bastante rápida dissolvendo uniformemente os átomos de soluto (especialmente o carbono) na austenita, resultando no crescimento dos grãos austeníticos, que dependerá do tempo de permanência nesta faixa de temperatura. Este crescimento dos grãos austeníticos aumenta a temperabilidade nesta região da ZTA, por favorecer a formação do microconstituinte martensita no resfriamento rápido da junta soldada, onde o processo inverso à dissolução de soluto não é possível ocorrer completamente devido a grande redução na velocidade de difusão com o decréscimo da temperatura. O produto da decomposição da austenita no resfriamento determinará, juntamente com o crescimento de grão, as propriedades mecânicas dessa região (WAINER et al., 2004).
A região da ZTA que é aquecida na faixa de temperaturas entre 1173 e 1373 K, usualmente alcança um tamanho de grão fino e uniforme, como se o aço fosse normalizado, chamada de região de refino de grão, a qual apresenta melhores propriedades mecânicas dentre as demais regiões da ZTA. Admite-se que para esta
região a deformação causada pela transformação da ferrita para austenita é menor, associada a temperaturas e tempos menores, insuficientes para que ocorra a recristalização, produzindo, no resfriamento, ferrita e/ou perlita com pequeno tamanho de grão (WAINER et al., 2004 apud SVENSSON, 1994).
Na região da ZTA compreendida entre as temperaturas de 1173 a 1023 Kocorre uma transformação parcial em austenita, onde a perlita é austenitizada, permanecendo ainda a ferrita remanescente. Os teores dos elementos de liga dessa austenita formada são maiores que os valores nominais dos aços carbono. Dependendo da velocidade de resfriamento, a austenita pode decompor-se em perlita, bainita ou martensita, resultando em propriedades mecânicas inferiores que as do metal base. Pouco abaixo desta região, entre 1023 e 973 K, as lamelas de cementita (região de carbonetos) da perlita podem se esferoidizar, diminuindo a resistência mecânica numa estreita faixa da ZTA mostrada na figura 4 (WAINER et al., 2004 apud SVENSSON, 1994).
Figura 4 – Regiões da ZAC (ZTA) de um aço carbono comum e respectivas temperaturas
3.5 PRÉ-AQUECIMENTO
Os metais em sua maioria são bons condutores de calor. Consequentemente o calor na região de soldagem é rapidamente escoado por toda a massa envolvida no processo, acarretando um resfriamento relativamente rápido. Em alguns metais esse resfriamento rápido pode contribuir para a formação de microestruturas prejudiciais na região de soldagem. O pré-aquecimento da junta a ser soldada é uma maneira de reduzir a taxa de resfriamento do metal. A temperatura de pré-aquecimento pode variar de 50°C a 540°C, sendo mais comumente aplicada na faixa de 150°C a 200°C (FORTES, 2004).
A distribuição de temperaturas na zona vizinha de uma solda tem uma influência dominante nas transformações metalúrgicas que ocorrem neste volume. Para um ponto à distância Y [mm] da linha de fusão, a temperatura máxima “Tp” atingida, durante a transferência metálica, é dada por (MIRANDA et al., 1993):
1 𝑇𝑝−𝑇0= 4,13 .𝜌 .𝑐 .ℎ .𝑌 𝐸𝑇𝑒𝑓 + 1 𝑇𝑓−𝑇0
(22)
Onde: Tp é a temperatura de pico [ºC]; T0 é a temperatura inicial da peça [ºC];
Tf é a temperatura de fusão do metal a soldar [ºC];
ETef é a energia térmica efetiva do processo de soldagem [J/mm];
é a densidade do metal [g/dm³]; c é o calor específico do metal [J/g.ºC]; h é a espessura da peça [mm].
O domínio da aplicação da equação 22 é o constituído pela soldagem em passe único com penetração total, onde o escoamento térmico se faz paralelamente à superfície da chapa. Porém, a mesma pode ser aplicada com razoável precisão a cada passe de soldagem (máximo de 4 passes) (MIRANDA et al., 1993).
Durante a soldagem de aços de alto carbono ou de alta liga existe o perigo de que o depósito de solda e a zona termicamente afetada contenham altos percentuais de
martensita. Tais soldas possuem alta dureza e baixa ductilidade e podem mesmo vir a trincar durante o resfriamento. Portanto, para este caso o objetivo do preaquecimento e também do pós-aquecimento é manter o teor de martensita da solda a um nível mínimo. De ambos os tratamentos resultam melhor ductilidade, baixa dureza e menor probabilidade de fissuração durante o resfriamento (FORTES, 2004).
Em resumo, o pré-aquecimento reduz (FORTES, 2004):
o risco de trincas por hidrogênio;
as tensões de contração;
a dureza na zona termicamente afetada (ZTA).
A aplicação deste tratamento térmico depende do teor de carbono e de outros elementos de liga no metal sendo soldado. Caso os corpos de prova soldados sem tratamento térmico apresentem baixa ductilidade ou dureza elevada, indica-se que há necessidade de pré-aquecimento. Portanto, além da composição química, a rigidez da junta a ser soldada e o processo de soldagem também influencia a necessidade de se realizar um pré-aquecimento (FORTES, 2004).
A necessidade de pré-aquecimento aumenta com os seguintes fatores (FORTES, 2004):
teor de carbono do material de base;
teor de ligas do material de base;
dimensão da peça;
temperatura inicial;
velocidade de soldagem;
diâmetro do consumível.
Basicamente quanto maior for o teor de carbono do material de base, maior será a temperatura de pré-aquecimento requerida. Esse raciocínio se aplica também ao teor de ligas, mas em um grau levemente inferior (FORTES, 2004).
Um método simples para determinar a necessidade de pré-aquecimento de uma solda é o do carbono equivalente (Ceq). A temperabilidade de um aço está relacionada ao seu teor de carbono acrescido dos teores de certos elementos de liga (FORTES, 2004).
Para o cálculo do carbono equivalente determina-se o teor aproximado de outros elementos de liga que produzem a mesma dureza que 1% de carbono. Então o carbono equivalente (Ceq), que é uma indicação da temperabilidade, pode ser calculado por (FORTES, 2004):
𝐶𝑒𝑞 = %𝐶 + %𝑀𝑛 6 + %𝑁𝑖 15 + %𝑀𝑜 4 + %𝐶𝑟 5 + %𝐶𝑢 13 (23)
Onde: %C é a concentração em peso do carbono no aço a ser soldado; %Mn é a concentração em peso de manganês no aço a ser soldado; %Ni é a concentração em peso de níquel no aço a ser soldado; %Mo é a concentração em peso do molibdênio no aço a ser soldado; %Cr é a concentração em peso do cromo no aço a ser soldado; %Cu é a concentração em peso do cobre no aço a ser soldado.
Esta equação é válida quando os teores dos materiais se incluem nas seguintes faixas (FORTES, 2004): %C < 0,50 %Mn < 1,60 %Ni < 3,50 %Mo < 0,60 %Cr < 1,00 %Cu < 1,00
Outra equação para o carbono equivalente, largamente utilizada, é dada pelo IIW (International Institute of Welding) (FORTES, 2004):
𝐶𝐸𝐼𝐼𝑊 = %𝐶 + %𝑀𝑛 6 + %𝐶𝑟+%𝑀𝑜+%𝑉 5 + %𝑁𝑖+%𝐶𝑢 15
(24)
Esta expressão é extensivamente utilizada na estimativa da dureza na ZTA, da sensibilidade à fissuração pelo hidrogênio e das temperaturas de pré-aquecimento na soldagem de aços estruturais (MARQUES et al., 2014)).
A espessura do metal base também pode indicar a necessidade de pré-aquecimento inclusive para aços baixo carbono. Existem diversos métodos para se calcular a temperatura de pré-aquecimento (Tpa) considerando também a espessura do material base, sendo as equações 25 e 26 as mais usuais (FORTES, 2004):
𝑇𝑝𝑎 (℃) = 350 . √𝐶𝑒𝑞𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙− 0,25 (25)
Onde:
𝐶𝑒𝑞𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 0,005 . 𝐶𝑒𝑞 . 𝑡 (26)
Onde: t é a espessura do material base [mm].
A Tabela 3 fornece valores sugeridos de temperaturas de pré-aquecimento para diferentes valores de carbono equivalente (FORTES, 2004):
Tabela 3 – Temperaturas de pré-aquecimento recomendada x Ceq
Carbono equivalente Ceq (%) Temperatura de pré-aquecimento recomendada
< 0,30 opcional
0,31 – 0,45 100°C – 200°C
0,45 – 0,60 200°C – 250°C
> 0,60 250°C – 300°C
Aços ferramenta, aços mola, aços
de composição desconhecida ~ 300°C
Alguns aços, particularmente aqueles possuindo carbono equivalente maior que 0,45%, podem requerer, além de pré-aquecimento, pós-aquecimento. Esses tratamentos são especialmente recomendados para a soldagem de seções espessas. Entretanto, para a maioria dos aços carbono e de baixa liga, apenas o pré-aquecimento normalmente é necessário (FORTES, 2004).
3.6 TRATAMENTOS TÉRMICOS POSTERIORES À SOLDAGEM
Após a soldagem, elevadas tensões residuais podem ocorrer devido às restrições impostas no material base durante a solidificação do metal de adição. As tensões residuais resultantes podem chegar a valores superiores ao limite de escoamento do material, inferindo em defeitos internos na microestrutura resultante, tais como discordâncias, lacunas e deslizamentos entre planos cristalográficos. A transferência de energia térmica para a microestrutura da junta soldada pode ativar o deslocamento dos contornos de grãos e remoção dos defeitos metalúrgicos, inibindo a propagação dos mesmos. Sendo assim, o aspecto mais importante do Tratamento Térmico Posterior à Soldagem é a prevenção da fratura frágil (PRAJAPATI et al., 2014).
A função do Tratamento Térmico Posterior à Soldagem é revenir a martensita na zona fundida e ZTA da solda, a fim de reduzir a dureza, aumentar a tenacidade e reduzir as tensões residuais associadas com a soldagem (SHARMA et al., 2013).
Pós-aquecimento é usado para minimizar o potencial de trincamento induzido pelo hidrogênio, que pode ocorrer devido à presença de três variáveis: microestrutura sensível, suficiente teor de hidrogênio ou elevadas tensões (FUNDERBURK, 1998).
O tratamento térmico de alívio de tensões é usado para minimizar as tensões residuais na estrutura do material como consequência dos processos de fabricação. O aquecimento uniforme da estrutura até uma suficientemente elevada temperatura, abaixo dos limites inferiores da região de transformação de fases, seguido de um resfriamento homogêneo podem aliviar estas tensões residuais. O alívio de tensões pode prover estabilidade dimensional durante usinagem, minimização do potencial de corrosão sob tensão e, finalmente, a chance de trincamento induzido pelo hidrogênio também é reduzida (FUNDERBURK, 1998).
3.7 SOLIDIFICAÇÃO DURANTE SOLDAGEM
Diferentemente da solidificação de lingotes, que é um fenômeno típico de nucleação e crescimento, a poça de fusão de soldas apresenta apenas crescimento, uma vez que o mesmo ocorre de forma epitaxial e a solidificação continua a partir dos grãos parcialmente fundidos do metal base. Ainda a interface da poça de fusão desloca-se continuamente com a mesma forma, com exceção do início e fim do cordão, quando se utiliza o aclive e declive da corrente de soldagem (WAINER et al., 2004).
A zona de ligação entre a solda e o metal base possui uma região parcialmente fundida, onde foi proposto um mecanismo de solidificação. Segundo o modelo, há pontos de fusão locais superiores ao ponto de fusão da liga, em função da concentração diferenciada do soluto, como mostrado na Figura 5 (SAVAGE, 1976).
Figura 5 – Modelo de zona parcialmente fundida de uma liga monofásica.
A partir da zona parcialmente fundida ocorre a solidificação da solda e o crescimento se realiza com a mesma orientação cristalina dos grãos da região parcialmente fundida. Esse tipo de crescimento é chamado epitaxial e sua ocorrência demanda um pequeno super-resfriamento (≃ 1˚C) (WAINER et al., 2004).
Além do crescimento epitaxial, existe o crescimento competitivo da estrutura de solidificação, determinado pela direção do gradiente de extração de calor e a direção <100> do reticulado cristalino do sistema cúbico. Os grãos que apresentam essas duas direções coincidentes têm velocidade de crescimento superior aos outros grãos. A Figura 6 esquematiza estes dois fenômenos (WAINER et al., 2004).
Figura 6 – Representação esquemática do crescimento epitaxial (entre A e 1; B e 2; e C e 3) e do crescimento competitivo (entre 1, 2 e 3)
Fonte: WAINER et al. (2004)
A solidificação da poça de fusão envolve os crescimentos epitaxial e o competitivo e esses fenômenos determinam se a estrutura final da solda será grosseira ou refinada (WAINER et al., 2004).
Outro fator que interfere na estrutura final da solda é o tamanho de grão do metal base: quanto maior o tamanho do grão, mais grosseira será a solda obtida. Isso significa que, quanto maior a temperatura máxima na zona de ligação, maior o tamanho de grão e mais grosseira será a solda (WAINER et al., 2004).
A fim de se caracterizar as transformações específicas para uma dada composição química que podem ocorrer durante os processos de soldagem e tratamentos térmicos, podem ser estimadas as temperaturas de início (Ac3) e final (Ac1) de transformação austenítica, assim como a temperatura inicial de formação da martensita (Ms), por meio das equações 27, 28 e 29 (YURIOKA et al., 2004).
𝐴𝑐3 = 937,2 − 436,5. 𝐶 + 56. 𝑆𝑖 − 19,7. 𝑀𝑛 − 16,3. 𝐶𝑢 − 26,6. 𝑁𝑖 − 4,9. 𝐶𝑟 + 38,1. 𝑀𝑜 + 124,8. 𝑉 + 136,3. 𝑇𝑖 − 19,1. 𝑁𝑏 + 198,4. 𝐴𝑙 + 3315. 𝐵 (27) 𝐴𝑐1 = 750,8 − 26,6. 𝐶 + 17,6. 𝑆𝑖 − 11,6. 𝑀𝑛 − 22,9. 𝐶𝑢 − 23. 𝑁𝑖 + 24,1. 𝐶𝑟 + 22,5. 𝑀𝑜 −
39,7. 𝑉 − 5,7. 𝑇𝑖 + 232,4. 𝑁𝑏 − 169,4. 𝐴𝑙 − 894,7. 𝐵 (28) 𝑀𝑠 = 521 − 353. 𝐶 − 22. 𝑆𝑖 − 24,3. 𝑀𝑛 − 7,7. 𝐶𝑢 − 17,3. 𝑁𝑖 − 17,7. 𝐶𝑟 − 25,8. 𝑀𝑜 (29) Onde: C é a concentração em peso do carbono no aço;
Si é a concentração em peso de silício no aço; Mn é a concentração em peso de manganês no aço; Cu é a concentração em peso do cobre no aço;
Ni é a concentração em peso de níquel no aço; Cr é a concentração em peso do cromo no aço; Mo é a concentração em peso do molibdênio no aço; V é a concentração em peso de vanádio no aço; Ti é a concentração em peso do titânio no aço; Nb é a concentração em peso do nióbio no aço; Al é a concentração em peso do alumínio no aço; B é a concentração em peso do boro no aço.
3.8 ASPECTOS E GEOMETRIAS DE JUNTAS SOLDADAS
A geometria do cordão caracterizada principalmente por sua largura, pelo reforço, pela diluição, pela penetração, pela convexidade do cordão, pelas áreas de reforço e de penetração, entre outros influenciam na resistência mecânica da junta soldada, principalmente no limite de resistência à fadiga (FARIAS et al., 1993).
A penetração da solda é maior, quanto maior for a concentração e intensidade de energia e quanto maior for a escavação do arco. A concentração de energia é função do diâmetro do arco, e este é tanto menor, quanto menor for o seu comprimento, maior sua condutividade térmica e menor o diâmetro do eletrodo (FARIAS et al., 1993). A intensidade de energia eleva à medida que aumenta a corrente e diminui a velocidade de soldagem para a mesma atmosfera do arco (LEONELLO, 2005).
A penetração na soldagem é gerada basicamente da pressão exercida pela força do arco sobre a poça fundida, a qual comprime a superfície líquida para uma penetração profunda (FARIAS et al., 1993). Essa força resulta da inércia de um fluxo de gotas metálicas ou de um jato de gás colidindo com a poça de fusão, ou uma combinação dos dois mecanismos (SANTOS, 1995). Normalmente para qualquer intensidade de corrente, a penetração é inversamente proporcional à velocidade de soldagem e ao diâmetro do eletrodo (LEONELLO, 2005).
A largura do cordão de solda é tanto quanto maior for o diâmetro do arco e menor a viscosidade e tensão superficial da escória. Ela é inversamente proporcional à velocidade de soldagem e diretamente proporcional à tensão de soldagem e ao diâmetro do eletrodo, os quais afetam a área sobre a qual a força do arco é dissipada. A influência da corrente de soldagem, comprimento do eletrodo e composição do fluxo na largura do cordão é mais difícil de determinar. Geralmente em corrente contínua (CC), a largura aumenta com a corrente até um valor crítico, a partir do qual começa a diminuir. Em CA verifica-se pouco efeito da corrente sobre a largura da solda (FARIAS et al., 1993).
Com relação ao reforço, sua forma é determinada pela largura da poça de fusão, pelo volume de metal adicionado, pela pressão hidrostática sobre o metal líquido, pela presença de escória e, em correntes elevadas, pela velocidade de movimentação do metal líquido. O reforço do cordão de solda aumenta com a redução do diâmetro do arco, com o aumento da área adicionada da solda, da viscosidade e tensão superficial. Logo independe do tipo de corrente e polaridade, e é diretamente proporcional à corrente de soldagem. Reduções na tensão, velocidade de soldagem e no diâmetro do eletrodo aumentam o reforço do cordão de solda. Experimentos têm comprovado que o reforço é maior em CC- e menor em CC+, com valores intermediários em corrente alternada (CA) (FARIAS et al., 1993).
