7º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO
7th BRAZILIAN CONGRESS ON MANUFACTURING ENGINEERING
20 a 24 de maio de 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ - Brasil
May 20th to 24th, 2013 – Penedo, Itatiaia – RJ – Brazil
USO DA TÉCNICA DA EMISSÃO ACÚSTICA NA INVESTIGAÇÃO DE
TRINCAS DE HIDROGÊNIO EM JUNTAS SOLDADAS DE AÇOS ARBL
Waldemir dos Passos Martins, [email protected]
Valdemar Silva Leal, [email protected]
Antonio Ernandes Macedo Paiva, [email protected]
Valtair Antonio Ferraresi, [email protected]
1
IFMA – Instituto Federal de Educação Ciência e Tecnologia do Maranhão.Campus São Luís, Monte Castelo.
UFU – Universidade Federal de Uberlândia.
2
Resumo: A prevenção de trincas em soldas é primordialmente importante para garantir a integridade das estruturas
soldadas e em particular aquelas fabricadas de aços, uma vez que a maioria destes materiais quando submetidos á
soldagem tornam-se suscetíveis ao surgimento de trincas, especialmente trincas de hidrogênio ou trincas a frio. O
objetivo deste estudo foi testar e analisar as vantagens do uso da técnica da emissão acústica (EA) como uma
ferramenta investigatória, quanto ao surgimento de trincas de hidrogênio em juntas soldadas. Para isto, foi
desenvolvido um programa para a obtenção e armazenamento dos sinais de EA e realizados testes de implante usando
um aço ARBL com limite de escoamento de 660 MPa, adotando-se dois níveis de energia de soldagem. Os processos
de soldagem utilizados foram o MIG/MAG e o arame tubular usando-se como metais de adição o arame sólido ER
70S-6 e o tubular E110 – MC e como gás de proteção as misturas gasosas Ar + 25%CO2 e Ar + 25%CO2 + 3%H2.
Com este estudo foi possível determinar o instante de início e propagação da trinca de hidrogênio e demonstrar a
eficiência da técnica de EA como uma ferramenta valiosa na previsão da integridade de juntas soldadas em aços
estruturais, quando relacionada ao surgimento de trincas de hidrogênio.
Palavras-chave: emissão acústica, trinca de hidrogênio, aço ARBL, ensaio implante.
1. INTRODUÇÃO
Apesar do avanço significativo no desenvolvimento do aço de alta resistência e baixa liga (ARBL), com melhoria
da sua soldabilidade e dos consumíveis de soldagem com baixo nível de hidrogênio potencial, a trinca a frio ou trinca de
hidrogênio ainda é o maior problema na soldagem de produção. Por muitos anos a trinca de hidrogênio tem sido
considerada como um defeito típico da zona termicamente afetada pelo calor (ZTA) da junta soldada dos aços
estruturais. Com a introdução dos novos aços de alta resistência obtidos a partir da laminação controlada seguida de
resfriamento acelerado e com elevada redução do carbono, a trinca de hidrogênio passou a ser considerada como um
problema relevante na ZTA e um grande problema na zona fundida (ZF) (Widgery, 2002; Hart, 1986).
Nestes aços, dependendo da microestrutura do metal, da concentração de hidrogênio difusível da solda e do nível de
tensão residual, o risco de trinca de hidrogênio origina-se quando o resfriamento da solda atinge a região de temperatura
de 150ºC a -100ºC. Geralmente, a trinca de hidrogênio ocorre tardiamente, podendo aparecer com até 48 horas após o
término da soldagem. Usualmente, trincas de hidrogênio são situadas nas proximidades da ZTA ou na ZF (Nevasmaa,
2003). Desta forma, para avaliar se um material é suscetível ou não a trinca de hidrogênio, um grande número de
ensaios tem sido desenvolvido há várias décadas para a compreensão e a caracterização das diversas formas de trincas
que podem ocorrer em uma solda, visto que a ocorrência destas é um evento complexo que depende de inúmeros
aspectos e vários deles de difícil caracterização (Boellinghaus, Viyanit, Zimmer, 2010).
Dos vários tipos de ensaios desenvolvidos alguns fornecem resultados apenas qualitativos (do tipo “trinca/não
trinca”). Outros ensaios fornecem resultados quantitativos, contudo, na maioria dos casos, estes resultados não podem
ser usados diretamente para prever se trincas poderão se formar durante a soldagem de uma estrutura real. Dentre os
vários tipos de ensaios, destacam-se os ensaios onde as tensões se originam da própria montagem, este tipo de ensaio é
comumente chamado de Teste Auto-restringido ou Direto, ai incluído, por exemplo, o teste Tekken, GBOP, CTS e
WIC. Estes ensaios permitem uma rápida avaliação da junta total (ZF e ZTA) pela contagem da quantidade de trincas
para cada corpo de prova (CP), mas dependem do nível de restrição imposto e da forma do chanfro e do cordão de
solda. Os ensaios no qual a solicitação é imposta por um dispositivo externo que aplica uma carga ou deformação
controlada ao CP, durante ou após a soldagem, são conhecidos como Testes com restrição externa ou Indiretos, ai
incluído o Implante, CLR, RRC, ASC e TRC. Os testes indiretos, de forma geral, se caracterizam por serem realizados
em CPs entalhados sob carga ou deformação constante (Boellinghaus, Viyanit, Zimmer, 2010).
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Entretanto, verifica-se que, somente com o uso dos testes de suscetibilidade propostos não se tem garantias de que
suas respostas possam se estender para uma aplicação prática real, desta forma tornou-se necessário procurar outra
ferramenta que, acoplada aos testes acima citados, pudessem contribuir com mais informações. Uma possibilidade foi o
uso da técnica de Emissão Acústica (EA). Desta forma, foi desenvolvido um equipamento de emissão acústica,
denominado “Sistema de Emissão Acústica – SEA” e um programa computacional DELPHI, para registrar os sinais
acústicos gerados pelos eventos da trinca, que acoplado ao teste Implante possibilitou uma análise mais profunda sobre
o evento do surgimento e propagação de uma trinca de hidrogênio. Desta forma, o objetivo deste trabalho foi investigar
o surgimento da trinca de hidrogênio em juntas soldadas de um aço ARBL com o uso da técnica de emissão acústica.
2. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL
2.1. Materiais e métodos
A composição química e as propriedades mecânicas do aço usado no estudo são dadas na Tabela (1). As chapas
para alocação de implantes e termopares apresentaram as dimensões de 330 mm x 200 mm x 20 mm (comprimento x
largura x espessura) como mostrado a Fig.(1). Para confecção dos implantes, foram utilizadas amostras provenientes de
chapas similares a do MB, retirados na direção da laminação e confeccionados conforme norma AFNOR NF A89-100,
sendo as soldas dos implantes realizadas neste mesmo sentido. A razão para o uso do mesmo material na confecção dos
implantes e chapas para alocação dos mesmos se deve ao fato da necessidade da não variação da condutividade térmica
destes componentes. As chapas para alocação dos implantes, Fig.(1a), foram usinadas para remoção da camada de
óxido superficial e furadas, com dez (10) furos, de diâmetro 6,5 mm, correspondentes a alocação de dez (10) implantes
e dez (10) furos de diâmetro 2,5 mm, para alocação dos termopares, sendo estes furos igualmente espaçados, perfazendo
um total de dez (10) ensaios por chapa. A Fig.(1b) mostra o desenho esquemático com as dimensões do implante.
Tabela 1. Composição química e propriedades mecânicas do aço.
C
0,05
Ni
0,01
Si
0,29
Mo
0,21
Mn
1,81
Sn
0,001
P
0,017
N
0,0034
Limite de Escoamento (LE)
MPa
660
Composição Química (% em peso)
S
Al
Cu
Nb
V
0,001
0,020
0,02
0,069
0,033
As
B
Ca
Sb
0,003
0,0002
0,0012
0,00
Propriedades Mecânicas
Limite de Resistência (LR)
Alongamento (ε)
MPa
%
741
26
Ti
0,020
CeqIIW
0,44
Cr
0,17
Pcm
0,18
Dureza
HV
250
(a)
(b)
Figura 1. (a) Representação esquemática do MB com os furos para colocação dos implantes e dos termopares.
(b) Dimensões do implante.
Como metal de adição foi utilizado o arame maciço AWS 5.18 ER 70S – 6 e o tubular AWS 5.28 ER E110 – MC
de 1,2 mm de diâmetro e como gás de proteção as misturas gasosas Ar + 25%CO2 e Ar + 25%CO2 + 3%H2. A adição de
3% de H2 na mistura Ar + 25%CO2 objetivou induzir altos níveis de hidrogênio difusível na poça fundida e com isto
criar as condições apropriadas para o trincamento pelo hidrogênio. A composição química e as propriedades mecânicas
dos metais de adição estão mostradas na Tabela (2).
O carbono equivalente mostrados nas Tabs. (1) e (2) foram determinadas pelas Eqs. (1) de Ito-Bessyo e (2), do IIW
(International Institute of Welding).
©
Ceq (Pcm)= C + Si/30 + Mn/20 + Cu/20 + Ni/60 + Cr/20 + Mo/15 + V/10 + 5B
(1)
Ceq (IIW) = C + Mn/6 + (Cr + Mo + V)/5 + (Ni + Cu)/15
(2)
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Tabela 2. Composição química e propriedades mecânicas dos consumíveis.
Consumível
ER 70S – 6
E 110 – MC
Consumível
ER 70S – 6
E 110 – MC
Composição Química (% em peso)
Si
Mn
Ni
Mo
CeqIIW
0,90
1,50
0,33
0,50
1,60
2,25
0,60
0,57
Propriedades Mecânicas
Limite de Escoamento (LE)
Limite de Resistência (LR)
Alongamento(ε)
MPa
MPa
%
560
470
25
800
850
18
C
0,08
0,03
Pcm
0,19
0,20
ChV (J)
(-29ºC)
70
50
A Equação (1) é conhecida como parâmetro do carbono equivalente, parâmetro de medição de trinca ou fórmula de
Ito-Bessyo. É utilizada em aços com teor de carbono abaixo de 0,12% e é sugerido um valor de Pcm ≤ 0,25%, para efeito
de obtenção de melhores resultados de soldabilidade, minimizando a possibilidade de ocorrência de trinca. A Equação
(2) é conhecida como fórmula do carbono equivalente do IIW. Foi desenvolvida na década de 40 para aços
normalizados de com alto teor de carbono, entretanto, pela sua vasta aplicação ainda é bastante utilizada. Valores de
Ceq(IIW) ≤ 0,45% indicam boa soldabilidade metalúrgica dos aços.
2.2. Sistema de emissão acústica - SEA
Para a análise dos sinais emitidos pela trinca foi desenvolvido um sistema de emissão acústica – SEA, conforme
mostrado na Fig.(2). O sistema é composto de quatro partes: (a) Conjunto de equipamentos formadores do sistema de
emissão acústica (b) sensor (c) Placa de aquisição de dados (A/D) e (d) Interface computacional. O Conjunto de
equipamentos do sistema de emissão acústico desenvolvido é constituído por módulos, onde todos foram
confeccionados em placa de circuitos impressos: a) módulo de amplificação dos sinais; b) módulo do filtro “passa-alta”;
c) módulo “filtro passa-baixa”; d) módulo retificador de onda completa. A alimentação do equipamento e dos circuitos
que compõe o SEA é feita através de uma fonte regulada projetada para ser alimentada com uma tensão de 127/220
VAC e tendo como saída tensão simétrica de +15/-15 VDC para a alimentação dos diversos módulos do sistema. O
sensor para detecção das trincas é baseado no princípio de piezeletricidade. Este sensor, modelo M103 da
PANAMETRICS, foi projetado para uma frequência central de 1 MHz.
Sensor
Placa de aquisição de dados
Figura 2. Sistema de emissão acústica – SEA.
Apesar de tratado o sinal do SEA, este ainda não pode ser totalmente armazenado no computador devido à
limitação de sua memória em relação à grande quantidade de dados coletados por longo tempo de ensaio (até 24 horas).
Então, o programa computacional foi desenvolvido para capturar e armazenar os dados com um limite de corte préestabelecido pelo usuário. Isto fez com que o computador só armazenasse os dados relacionados à propagação da trinca,
desprezando os ruídos e os valores próximos a zero. O sistema trabalhou na faixa de 0 a 10 V e o corte de ruído, após
os ensaios preliminares, foi de 0,30 V. Na Fig. (3) é possível visualizar a tela principal do programa computacional. O
programa computacional possui uma interface bastante simples e comum à dos softwares que funcionam em ambiente
Windows, pois foi desenvolvido em linguagem Delphi 7.0 de programação visual, sendo este compatível com sistemas
operacionais Microsoft Windows versões 7.0, XP, NT e 2000.
Com o objetivo de avaliar a sensibilidade do sensor e a robustez de todo o sistema SEA inicialmente colocou-se o
sensor conectado em uma chapa de aço e após o início da aquisição foram aplicadas vibrações na chapa em forma de
batida com uma barra metálica. A Figura (3a) mostra os sinais de EA obtido pelo SEA e na Fig.(3b) é visualizado um
exemplo de sinais capturados pelo programa sem ruídos. Testes preliminares foram realizados variando-se a linha de
corte de sinais, a partir de 0,20V, até se atingir o sinal considerado ideal e que se caracterizasse como sinal de uma
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trinca. Após a realização de todos os ensaios preliminares, os sinais, abaixo de 0,30 V, foram classificados como ruídos
de baixo nível de intensidade e foi eliminado através do corte imposto pelo software. Todos os pontos adquiridos abaixo
deste valor não foram armazenados pelo sistema de aquisição. Este valor foi determinado após vários testes
preliminares ressaltando que esta mesma técnica foi também utilizada nos trabalhos de Ferraresi (1996) e de Fals
(1999). Para os ensaios finais a linha de corte do sinal passou a ser 0,30V. A taxa de aquisição foi de 2000 pontos/s para
todos os corpos de CPs ensaiados e os sinais registrados se encontraram acima de 0,30 V, isto é, acima do nível de ruído
do sistema de EA.
(a)
(b)
Figura 3. Tela mostrando exemplo de sinais capturados pelo programa. (a) sinais com ruído; (b) sinais sem
ruídos.
2.3. Ensaio Implante
Para a execução dos ensaios utilizou-se um equipamento para ensaio de implante que tem por finalidade a avaliação
da susceptibilidade ao trincamento pelo hidrogênio. O equipamento é composto por dois sistemas interativos: (a) um
sistema de tração, composto por um sistema hidráulico e pela estrutura metálica do equipamento, com a função de
tracionar o corpo de prova, simulando um estado de tensões internas tal como se verifica em juntas soldadas e, (b) um
sistema de monitoramento, com a função de monitorar o alívio de tensões, assim como a eventual ocorrência de trincas
(rompimento do CP). A Figura (4) ilustra, de forma esquemática, o equipamento de teste de implante do laboratório de
soldagem LAPROSOLDA da FEMEC/UFU.
Figura 4. Equipamento para ensaio implante LAPROSOLDA FEMEC/UFU.
O ensaio consistiu em inserir o CP em um furo existente no tampo da máquina de ensaio, como mostra a Fig.(5), e
fixado no suporte por rosqueamento e em seguida a chapa com o furo para a inserção do implante foi colocada na
posição de montagem e o CP inserido neste furo, de forma que a parte do entalhe do CP, no furo da chapa, ficasse
nivelada com a superfície da mesma. Após a montagem do CP na chapa, um passe de solda de 100 mm de comprimento
foi depositado sobre a chapa passando por cima do furo e, portanto do CP, em condições pré-determinadas, usando o
processo de soldagem e o consumível desejado.
Figura 5. Fixação do implante na chapa teste (chapa de inserção do implante).
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Após a soldagem e antes que o resfriamento completo da solda ocorresse, uma carga de tração constante foi
aplicada ao CP, impondo ao mesmo uma deformação. No caso de ocorrência de fratura, o tempo até a fratura do CP foi
determinada. A carga de tração aplicada foi monitorada por uma célula de carga modelo Z-5T dotada de um strain gage
sensível a variações de força aplicada, com capacidade de transformar solicitações mecânicas em sinal elétrico e
potencial para medir até cinco toneladas. Um transmissor de pesagem recebeu o sinal da célula de carga e o transmitiu
para a interface analógico/digital, mostrando a intensidade da solicitação num dado instante por meio de um indicador
digital.
Figura 6. Fixação do implante na chapa teste (chapa de inserção do implante).
Antes do início do ensaio houve uma limpeza do furo da chapa de inserção CP com acetona e limpeza do CP por
ultrassom. Após a soldagem, monitorou-se a temperatura registrada no termopar até que a mesma atingisse 150ºC, Fig.
(6). Em seguida, foi retirada a carga do sistema hidráulico sendo então a tração gradativamente aplicada sobre o CP.
Desta forma o CP passou a ser submetido a um esforço puro de tração constante durante todo o ensaio. Colocou-se
sobre a placa teste (ou de inserção dos implantes) os termopares, o sensor de EA e iniciou-se a aquisição do sinal por 24
horas ou até que ocorresse a ruptura do implante.
2.4. Análise dos corpos de prova
Os CPs ensaiados e não fraturados foram analisados com os resultados apresentados pelo SEA. Com os sinais
obtidos foi possível comprovar a existência da trinca e com o resultado da aquisição do sensor de emissão acústica
comprovar a viabilidade e sensibilidade do SEA na detecção de trincas de hidrogênio. Os CPs ensaiados que sofreram
fratura foram analisados utilizando-se os resultados apresentados pelo SEA e pelo comportamento do modo de fratura
na ponta do implante. Desta forma foi possível relacionar os resultados da aquisição do sensor de emissão acústica e do
modo de fratura e comprovar a viabilidade e sensibilidade do SEA na detecção de trincas de hidrogênio.
3. RESULTADOS E DSCUSSÕES
Na Tabela (3) podem ser vistos os resultados dos ensaios com diferentes energias de soldagem e cargas aplicadas,
onde as variáveis relacionadas ao teste implante são Ci, Cf e Tf e as variáveis resultantes dos dados adquiridos pelo SEA
são tpi, tpf, vp, np.
Sendo: Ci – Carga inicial registrada pela célula de carga no implante (Kgf);
Cf – Carga final registrada pela célula de carga no implante (Kgf);
Tf – Temperatura final no instante da ruptura ou não do corpo de prova (ºC);
tpi – Tempo da primeira excitação (pico) registrada pelo SEA (ms);
tpf – Tempo final registrado pelo SEA na ruptura ou não do corpo de prova (ms);
vp – Valor da maior excitação (amplitude máxima) registrada pelo SEA (V);
np – Número de excitações (picos) armazenados acima do limite de corte durante todo o ensaio.
Análise dos CPs I2 e I4
Os CPs I2 e I4 foram soldados com arame tubular e energia de soldagem de 1,0 Kj/mm. O I2 teve como gás de
proteção Ar+25%CO2 e o I4, Ar+25%CO2+3%H2 e não romperam. No I2 depois de transcorridos 107 min o SEA
registrou um pico e o no I4, após 190 min foi registrado o primeiro pico. No I2, o instante que se deu o sinal, o CP se
encontrava a uma temperatura de 40ºC. Para esse ensaio foi registrado apenas um pico com amplitude máxima
registrada de 4,76 V. Analisando a evolução do sinal capturado pelo SEA para o CP I2, o mesmo teve uma duração de
26 ms e o instante inicial se deu em 6415664,5 ms (106,92 min) indicando se tratar do início da trinca, Fig.(7a). De
acordo com a Tab.(3) verifica-se o comportamento de aumento da carga aplicada de 1370 kgf (48,5 Kgf/mm2) para
1388 kgf (49,1 Kgf/mm2). Isso se deve ao fato de que o material sofreu endurecimento por encruamento decorrente do
escoamento sofrido pela ação da carga aplicada.
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Tabela 3. Resultados dos ensaios implante.
E
(Kj/mm)
Ci
(Kgf)
Cf
Tf
tpi
tpf
vp
np
(Kgf)
(ºC)
(ms)
(ms)
(V)
Arame Tubular (ER110-MC)
I1*
1290
1293
Amb
A
2
6
I2
1370
1388
Amb
6415664,5
172,8x10
4,76
1
1,0
1420
1345
40
853542,5
853656
9,98
5
I31
B
I42
1364
1360
Amb
11408442,5
172,8x106
4,95
3
I5*
1470
1480
Amb
B
I61
1500
1419
56
1995000,5
1995092
9,61
4
1,5
I71
1434
1356
59
349027,5
349196,5
9,98
3
I16*
A
1480
1427
Amb
Arame Maciço (E70S-6)
I81
1457
1465
48
782868
782895
9,76
1
B
I91
1530
1450
47
1067511
1067523
9,98
3
1,0
I10*
1440
1462
Amb
A
I14*
1446
1460
Amb
I11*
1537
1565
Amb
B
I121
1474
1480
54
671427,5
671488,5
9,98
3
1,5
I131
1477
1352
47
1442123
1442338,5
9,98
5
I15*
A
1573
1610
Amb
Simbologia: E = Energia gerada no arco de soldagem; Gás A = Ar + 25%CO2; Gás B = Ar + 15%CO2 + 3%H;
Amb = Temperatura Ambiente; * = Corpo de prova que não rompeu; 1 = Corpo de prova que rompeu; 2 = Corpo de
prova que não rompeu mais apresentou sinal no SEA.
Ensaio
Gás
(a)
(b)
Figura 7. (a) Sinal capturado pelo SEA para o I2. (b) Sinal capturado pelo SEA para o I4.
No I4, o primeiro pico foi registrado quando o CP já se encontrava à temperatura ambiente (considerou-se como
temperatura ambiente 30ºC). De acordo com a Tab.(3) verifica-se, pelo comportamento do carregamento, que houve
uma pequena queda na carga, de 1364 Kgf para 1360 Kgf, mas que não representou grande variação na tensão aplicada
(48,2 Kgf/mm2 para 48,1 Kgf/mm2 respectivamente), e se manteve constante até o final do ensaio, e o CP não rompeu.
De acordo com os sinais capturados pelo SEA, Fig.(7b), a amplitude máxima registrada se deu no pico (1) e foi de
4,95V e teve duração de 27 ms. Analisando a evolução dos demais sinais capturados pelo SEA durante o período de
11408442,5 ms a 11430984,5 ms do início do ensaio e identificados na tela do programa mostrados na Fig. (7b), é
possível se verificar que o pico (1) indica o início de formação da trinca de hidrogênio e os demais, (2) e (3), indicam
sua propagação.
Da análise dos implantes I2 e I4 pode-se concluir que a intensidade da tensão máxima aplicada nos implantes
atingiram valores igual e inferior à sua tensão crítica de fratura respectivamente, que corresponde a 80% do limite de
escoamento do material (49 Kgf/mm2), estando de acordo com a especificação da norma AFNOR NF-89 100. O I4,
tendo hidrogênio na composição do gás de proteção, não rompeu o que nos leva a concluir que a concentração crítica de
hidrogênio não foi suficiente para levar o CP à ruptura ou provavelmente este hidrogênio tenha se difundido na junta e
com isso não tenha atingido nível suficientemente alto para levar o CP ao rompimento. Da análise dos sinais capturados
pelo sensor observa-se que os sinais de trinca ocorreram após 1h para o I2 e após 3h para o I4 e temperaturas próximas
da ambiente, atingiram amplitudes superiores a 0,30V (nível de ruído do sistema). Desta forma, com os sinais obtidos
pelo SEA foi possível comprovar a existência da trinca e com o resultado da aquisição do sensor de emissão acústica
comprovar a viabilidade e sensibilidade do SEA na detecção de trincas de hidrogênio nestas condições.
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Análise do CP I3
O CP I3 foi soldado com arame tubular e energia de soldagem de 1,0 Kj/mm. Tiveram como gás de proteção
Ar+25%CO2+3%H2. Depois de transcorridos 14,2 minutos do início do ensaio o CP rompeu com uma carga de 1345
Kgf (47,6 Kgf/mm2) a 40ºC. De acordo com a Tab.(3), verifica-se, pelo comportamento de queda do carregamento, que
houve uma diminuição de tensão antes que ocorresse a ruptura do CP. O CP ao romper gerou o sinal de EA de
amplitude de 9,98 V. Analisando a evolução dos sinais capturados pelo SEA durante o período de 853542,5 a 853692
ms do início do ensaio e identificados na tela do programa mostrados na Fig. (8a) é possível se verificar que foram
registrados cinco picos sendo que o primeiro pico ocorreu em 853542,5 ms (14,2 min) do início do ensaio, atingiu uma
amplitude de 4,03 V e duração de 21,5 ms com decaimento característico de uma onda de EA e indicando se tratar do
início de formação da trinca de hidrogênio. Os picos (2), (3) mostram o comportamento de propagação. O quarto pico
(4) indica a propagação final da trinca. O pico (5), 9,98V, ocorrido aos 853642,5 ms, com duração de 49,5 ms, é o
instante final de ruptura do CP, tendo como consequência o impacto do CP com a estrutura do equipamento, gerando
um sinal de alta intensidade (ruptura do CP). Este comportamento se verificou em todos os CP que fraturaram. Na
Figura (8b) pode-se ver a superfície de fratura e ponto do entalhe onde se deu o início da trinca no CP I3.
(a)
(b)
Figura 8. (a) Sinal capturado pelo SEA para o I3. (b) Fratura I3 com destaque do início da fratura no entalhe.
A avaliação da superfície de fratura evidenciou a morfologia de fratura mista apresentando tanto fratura por
clivagem como fratura dúctil por alvéolos ou dimples. Estes resultados são típicos para todas as amostras ensaiadas.
Todas as fraturas ocorreram na ZTA ou próximas à linha de fusão. Omweg, Frankel, Bruce (2003) associam a ZTA
como a região frágil de uma junta soldada em função da existência da zona de grãos grosseiros. Entretanto, neste estudo
a fratura ocorreu na região próxima à linha de fusão e estendeu-se para a ZTA e em outros casos na interface ZTA/MB.
Estes resultados indicam, portanto, que mecanismos de fratura frágil e de fratura dúctil podem coexistir.
Particularmente, para a amostra com entalhe na ZTA, a fratura por clivagem pode ter disparado o processo de fratura
frágil deste CP.
Da análise do CP I3 pode-se concluir que a intensidade da tensão máxima aplicada nos implantes atingiu valor
superior à sua tensão crítica de fratura, que corresponde a 80% do limite de escoamento do material (49 Kgf/mm2). O
I3, tendo hidrogênio na composição do gás de proteção, rompeu o que nos leva a concluir que a concentração crítica de
hidrogênio e a carga aplicada foram preponderantes. Da análise dos sinais capturados pelo sensor observa-se que o
primeiro sinal de trinca ocorreu após 14,2 minutos a uma temperatura próxima da ambiente (30ºC). Desta forma, com
os sinais obtidos pelo SEA e da análise da fratura foi possível comprovar a ação da trinca de hidrogênio e com o
resultado da aquisição do sensor de emissão acústica comprovar a viabilidade e sensibilidade do SEA na detecção de
trincas de hidrogênio. Esta constatação foi a mesma para os demais CPs fraturados.
Análise dos CPs I6 e I7
No I6 depois de transcorridos 33,25 min o CP rompeu com uma carga de 1419 Kgf (50,2 Kg/mm2) a 56ºC. Para
esse ensaio foram registrados 4 picos. De acordo com a Tab.(3), verifica-se, pelo comportamento de decaimento da
carga, que houve uma redução na tensão até o momento de ruptura do CP. De acordo com os sinais capturados pelo
SEA, no momento do rompimento se dá o sinal de amplitude 9,61 V. Analisando a evolução dos sinais capturados pelo
SEA, durante o período de 1995000 a 1995100 ms do início do ensaio, e identificados na tela do programa mostrados
na Fig. (9a), é possível se verificar que foram registrados quatro picos, sendo que o primeiro pico ocorreu em 1995000,5
ms , atingiu uma amplitude de 1,64 V e teve duração de 12,5 ms indicando se tratar do início de formação da trinca de
hidrogênio. Os picos (2), (3) indicam a propagação e propagação final da trinca de hidrogênio respectivamente. O
comportamento do quarto pico (4), 9,61V, ocorrido aos 1995079 ms e duração de 42 ms é o instante final de ruptura do
CP. Na Figura (9b) pode-se ver a superfície de fratura do CP I6.
No CP I7 depois de transcorridos 5,8 min o corpo de prova rompeu com uma carga de 1356 Kgf (48 Kg/mm2) a
59ºC. De acordo com a Tab.(3) verifica-se, pelo comportamento do carregamento, que houve uma diminuição na carga
aplicada até o momento de ruptura do CP. De acordo com os sinais capturados pelo SEA, no momento do rompimento
se dá o sinal de amplitude 9,61 V e o CP fraturou. Da evolução dos sinais capturados pelo SEA durante o período de
349027,5 ms a 349196,5 ms do início do ensaio e identificados na tela do programa mostrados na Fig. (9c), é possível
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se verificar que o primeiro pico ocorreu em 349027,5 ms, atingiu uma amplitude de 3,6 V e teve duração de 21 ms
indicando se tratar do início de formação da trinca de hidrogênio. Os picos (2) e (3) são propagação final e instante final
de ruptura do CP respectivamente. Na Figura (9d) visualiza-se o comportamento da fratura.
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 9. (a) e (c) Sinal capturado pelo SEA para os CPs I6 e I7 respectivamente. (b) e (d) Superfície de fratura
dos CPs I6 e I7 mostrando o ponto do entalhe onde se deu o início da fratura respectivamente.
A avaliação da superfície de fratura dos CPs I6 e I7 evidenciou as mesmas características apresentadas pelo CP I3.
Os CPs I6 e I7 foram soldados com arame tubular e energia de soldagem de 1,5 Kj/mm. Tiveram como gás de proteção
Ar+25%CO2+3%H2 e romperam. Da análise dos CPs I6 e I7 pode-se concluir que a intensidade da tensão máxima
aplicada nos implantes atingiram valores superior (I6) e praticamente igual (I7) à sua tensão crítica de fratura. Como os
CPs I6 e I7 foram soldados com hidrogênio na composição do gás de proteção e as forças aplicadas foram superior ás
dos CPs anteriores isso nos leva a concluir que estas condições foram suficientes para levar os CPs à ruptura. Da análise
dos sinais capturados pelo sensor observa-se que o primeiro sinal de trinca ocorreu após 33 minutos (I6) e 5,8 minutos
(I7) a uma temperatura acima da temperatura ambiente. Desta forma, com os sinais obtidos pelo SEA e da análise da
fratura foi possível comprovar a ação da trinca de hidrogênio e com o resultado da aquisição do sensor de emissão
acústica comprovar a viabilidade e sensibilidade do SEA na detecção de trincas de hidrogênio.
Análise dos CPs I8 e I9
Os CPs I8 e I9 foram soldados com arame maciço e energia de soldagem de 1,0 Kj/mm e foram soldados com gás
de proteção Ar+25%CO2+3%H2. No I8, depois de transcorridos 13 min o SEA registrou um pico e o CP rompeu. Nesse
instante o CP se encontrava a uma temperatura de 48ºC. De acordo com a Tab.(3), verifica-se, pelo comportamento
final da carga aplicada, de 1465 Kgf, que o material ainda estava em fase de escoamento sofrido pela ação da carga
aplicada quando rompeu. De acordo com o sinal capturado pelo SEA, Fig.(10a), a amplitude máxima registrada para
esse pico foi de 9,96 V. Analisando a evolução do sinal capturado pelo SEA, o mesmo teve uma duração de 62 ms e o
instante inicial se deu em 782868 ms (9,76V) indicando se tratar do instante de ruptura. Na Figura (10b) pode-se ver a
superfície de fratura do CP I8.
No I9 depois de transcorridos 17,8 min o corpo de prova rompeu com uma carga de 1450 Kgf (51 Kgf/mm2) a
47ºC. Para esse ensaio foram registrados 3 picos. De acordo com a Tab.(3), verifica-se, pelo comportamento do
carregamento aplicado que houve uma queda na força aplicada antes que ocorresse a ruptura do CP. De acordo com os
sinais capturados pelo SEA, quando o sinal atingiu a amplitude de 9,98 V o CP fraturou. Analisando a evolução dos
sinais capturados pelo SEA durante o período de 1067511 ms (2,03V) a 1067543 ms (9,98V) do início do ensaio e
identificados na tela do programa mostrados na Fig. (10c), é possível se verificar que foram registrados três picos sendo
que o primeiro pico ocorreu em 1067511 ms, amplitude de 2,03 V e durou 13,5 ms indicando se tratar do início de
formação da trinca de hidrogênio. O segundo pico (2) ocorrido aos 1067525,5 ms (1,94V) com duração de 17 ms
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indicando a propagação da trinca. O comportamento do terceiro pico (3), 9,98V, de duração 56 ms é o instante final de
ruptura do CP. Na Figura (10d) pode-se ver a superfície de fratura do CP I9.
(a)
(b)
(c)
(b)
Figura 10. (a) e (c) Sinal capturado pelo SEA para os CPs I8 e I9 respectivamente. (b) e (c) Superfície de fratura
dos CPs I8 e I9 mostrando o ponto do entalhe onde se deu o início da fratura respectivamente.
A avaliação da superfície de fratura dos CPs I8 e I9 evidenciou as mesmas características apresentadas pelos CPs I6
e I7. Da análise dos CPs I8 e I9 pode-se concluir que a intensidade da tensão aplicada nos implantes, no momento da
ruptura, foram praticamente superiores à sua tensão crítica de fratura. Como os CPs I8 e I9 foram soldados com
hidrogênio na composição do gás de proteção e romperam, conclui-se que a concentração crítica de hidrogênio mais a
ação da força aplicada foram decisivas na ruptura dos CPs. Da análise dos sinais capturados pelo sensor observa-se que
o primeiro sinal de trinca ocorreu após 13 minutos (I8) e 17,8 minutos (I9) a uma temperatura um pouco acima da
temperatura ambiente. Desta forma, com os sinais obtidos pelo SEA e da análise da fratura foi possível comprovar a
ação da trinca de hidrogênio e com o resultado da aquisição do sensor de emissão acústica comprovar a viabilidade e
sensibilidade do SEA na detecção de trincas de hidrogênio. Comportamento semelhante a este foi verificado pelos CPs
I12 e I13 quando soldados com energia de 1,5 Kj/mm. O número de picos registrados foi de três para I12 e cinco para
I13 e temperatura de ruptura superior à temperatura ambiente.
4. CONCLUSÕES
• Com os sinais obtidos pelo SEA foi possível comprovar a existência da trinca de hidrogênio e com o resultado da
aquisição do sensor de emissão acústica comprovar a viabilidade e sensibilidade deste sistema na detecção deste tipo de
trinca.
• Através do uso do ensaio implante, dentro das condições de soldagem realizadas neste trabalho, foi possível
verificar que as trincas de hidrogênio ocorreram tanto na zona fundida quanto na ZTA o que se deve a surgimento de
microconstituintes susceptíveis na microestrutura da solda.
• A trinca de hidrogênio ocorreu com maior frequência na primeira hora do ensaio, tendo tido o menor tempo de
ocorrência aos 5,8 minutos e o maior tempo após 3 horas de ensaio e a temperatura final inferior a 60ºC.
• Os CPs soldados com arame maciço e tubular, na condição de 1,0 e 1,5 Kj/mm de energia de soldagem e
hidrogênio na composição do gás de proteção fraturaram. Exceção se deu nos CPs I2 e I3 que foram soldados com
arame tubular, energia de 1,0 Kj/mm, sem e com hidrogênio na composição do gás de proteção respectivamente, que
não fraturaram, mas apresentaram sinais detectados pelo SEA.
• A superfície de fratura evidenciou a morfologia de fratura mista apresentando tanto fratura por clivagem como
fratura dúctil e intergranular. Quase todas as fraturas ocorreram na ZTA ou próximas à linha de fusão. A fratura ocorreu
na região próxima à linha de fusão e estendeu-se para a ZTA e em outros casos na interface ZTA/MB. Estes resultados
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indicam que mecanismos de fratura dúctil/frágil podem coexistir. Particularmente, para o entalhe na ZTA, a fratura por
clivagem pode ter disparado o processo de fratura frágil. Este comportamento evidencia a ação do hidrogênio como
elemento fragilizante do material.
5. AGRADECIMENTOS
À CAPES pelo financiamento desta pesquisa com bolsa de estudo, à USIMINAS pelo fornecimento do material de
base, ao LAPROSOLDA/FEMEC da Universidade Federal de Uberlândia/UFU e ao Instituto Federal do
Maranhão/IFMA pelo apoio à realização deste trabalho.
6. REFERÊNCIAS
Boellinghaus, T., Viyanit, E., Zimmer, P. (2010). “Cold Cracking Tests” .Revision, IIW – Doc. Nº II-A- 111.03Revision6. Disponível em http://www.china-weldnet.com/English/ information/ II-1587-06.htm. Acessado em 05
de abril de 2010.
Fals, H. D. C. (1999). “Proposta de um Ensaio para Avaliação das Trincas Induzidas por Hidrogênio em Juntas
Soldadas Assistida por Emissão Acústica”. Universidade Estadual de Campinas, 1999. 203 p. Tese (Doutorado).
Ferraresi, V. A. (1996). “Estudo do fenômeno Trinca de Reaquecimento com auxílio da Emissão Acústica”. Tese,
Universidade Estadual de Campinas, Campinas, SP 173 p, 1996.
Hart, P. H. M., 1986, “Resistance to hydrogen cracking in steel weld metals”, Welding Journal, January, pp. 14 – 22.
Matsuda, F. et al. (1978). “Effect of hydrogen content on cold crack susceptibility of various steels with the implant
test”. Transactions of JWRI, Vol. 7, nº 1, pp. 47-53.
Nakatani, Y., Higashi, T., Yamada, K. (199). “Effect of Tempering Treatment on Hidrogen-Induced Cracking in HighStrength Steel. Fatigue & Frature of Engineering Maerials & Structures, Vol. 22, nº 5, pp. 393-398, May 1999.
Nevasmaa, P. (2003). “Predictive model for the prevention of weld metal hydrogen cracking in high-strength multipass
welds”. Department of Mechanical Engineering, University of Oulu, P.O.Box 4200, FIN-90014 University of Oulu,
Finland Oulu, Finland, 2003.
Omweg, G.M.; Frankel, G.S.; Bruce, (2003). “W.A. The performance of welded high-strength low-alloy steels in sour
environments”. Corrosion, v. 59, n.7, p. 640-53, July 2003.
Widgery, D. J., 2002, “High strength weld metals – routes for development”, IIW Doc. II-1459-02.
7. DIREITOS AUTORAIS
Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso incluídos neste trabalho.
USE OF TECHINICAL ACOUSTIC EMISSION IN INVESTIGATION OF
HYDROGEN CRACKS IN WELDED JOINTS OF STEEL HSLA
Waldemir dos Passos Martins, [email protected]
Valdemar Silva Leal, [email protected]
Antonio Ernandes Macedo Paiva, [email protected]
Valtair Antonio Ferraresi, [email protected]
1
IFMA – Instituto Federal de Educação Ciência e Tecnologia do Maranhão.Campus São Luís, Monte Castelo.
UFU – Universidade Federal de Uberlândia
2
Abstract. Prevention of cracks in welds is primarily important to ensure the integrity of steel structures, especially for
welding steel of high strength low alloy (HSLA), which is susceptible to hydrogen cracking or cold cracking. The aim
of this study was to test and analyze the advantages of using the technique of acoustic emission (AE) as another
subsidy in research of hydrogen cracking.Was developed a program for the collection and storage of AE signals and
then conducted tests on a HSLA steel with yield strength of 660 MPa at two energy levels. For this, experiments were
conducted using the test implant, specific to hydrogen cracking. We used the MIG / MAG (wire electrode ER 70S - 6)
and tubular wire (electrode E110 - MC). With this study it was possible to determine the time of onset and hydrogen
crack propagation. Thus, AE has proven very efficient for quantitative description of the accumulation of hydrogen
crack in steels
Keywords: acoustic emission, hydrogen cracking, HSLA steel, implant testing.
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