UNIVERSIDADE FEDERAL DO ESPÍRITO SANTO
CENTRO TECNOLÓGICO
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA
TRABALHO DE CONCLUSÃO DE CURSO
RODRIGO SOARES DOS SANTOS
ESTUDOS DAS CARACTERISTICAS DO DEPÓSITO DO ARAME
TUBULAR E81T1-NI1C COM VARIAÇÃO DA PROTEÇÃO GASOSA E
ENERGIA DE SOLDAGEM
VITÓRIA
2014
RODRIGO SOARES DOS SANTOS
ESTUDOS DAS CARACTERISTICAS DO DEPÓSITO DO ARAME
TUBULAR E81T1-NI1C COM VARIAÇÃO DA PROTEÇÃO GASOSA E
ENERGIA DE SOLDAGEM
Trabalho de Conclusão de Curso
apresentado ao Departamento de
Engenharia
Mecânica
do
Centro
Tecnológico da Universidade Federal do
Espírito Santo, como requisito parcial
para obtenção do grau de Engenheiro
Mecânico.
Orientador: Temístocles de Sousa Luz,
Prof. Dr. em Engenharia Mecânica
VITÓRIA
2014
2
SOARES DOS SANTOS, Rodrigo.
Estudos das características do depósito do arame tubular E81T1-NI1C com variação
da proteção gasosa e energia de soldagem / Rodrigo Soares dos Santos – 2014.
59p.
Orientador: Temístocles de Sousa Luz
Trabalho de Conclusão de Curso – Universidade Federal do Espírito Santo, Centro
Tecnológico, Departamento de Engenharia Mecânica.
1. Soldagem. 2. GS-FCAW. 3. Aço API 5L X70. 4. Microestrutura. 5. Dureza. 6.
Tenacidade I. SOARES DOS SANTOS, Rodrigo. II. Universidade Federal Do Espírito
Santo, Centro Tecnológico, Departamento de Engenharia Mecânica. IV. Estudo
4
AGRADECIMENTOS
Primeiramente gostaria de agradecer a Deus.
Gostaria de agradecer especialmente a minha mãe Geralda Glória Soares dos
Santos (in memoriam) a quem devo a vida, e a minha mãe Júlia Trindade da Silva
que foi a principal pessoa que me incentivou nos meus estudos e que esteve comigo
nos momentos bons e ruins. A minha família e aos meus amigos de faculdade.
Ao meu professor orientador Dr. Temístocles de Sousa Luz.
A Agência Nacional do Petróleo (ANP), ao Programa de Recursos Humanos da
Petrobrás (PRH29) e a UFES pela oportunidade e financiamento dessa pesquisa;
Aos
colaboradores
do
Laboratório
de
Tribologia,
(TRICORRMAT) e do Laboratório de Soldagem.
Corrosão
e
Materiais
5
RESUMO
Com o aumento da prospecção e produção do petróleo e seus derivados se faz
necessário a procura por materiais que garantam uma maior confiabilidade no que
se refere no transporte dos mesmos. Essa demanda levou ao uso dos aços de alta
resistência e baixa liga (ARBL), classificados na indústria do petróleo e gás pela
norma API 5L. Dentre as propriedades mecânicas que motivam a utilização desses
aços, os principais são: a tenacidade, inclusive às altas temperaturas; boa
soldabilidade e boa resistência mecânica da liga. Na busca por maiores resistências
mecânica as ligas da classe API 5L têm desenvolvido novas classes de aços, dentre
essas classes podemos citar o aço da classe X70. Tal classe tende a garantir uma
excelente resistência mecânica aliada ao alto nível de tenacidade. Tal fato estaria
ligado aos baixos teores de carbono, o que garantiria uma boa soldabilidade. Sendo
assim, devido à grande utilização de aços ARBL no setor petrolífero e a necessidade
de soldagem dos mesmos, o trabalho em questão vem avaliar as variações
mecânicas e metalúrgicas das regiões da solda do aço API 5L X-70, para tanto foi
utilizado o processo FCAW com arame “metal cored” E81T1-Ni1C com variação de
energia e proteção gasosa. Os resultados foram obtidos a partir de avaliação de
micrografia, microdureza e ensaio de impacto Charpy. Os resultados obtidos foram
considerados satisfatórios atendendo as especificações das normas.
Palavras-chave: Aço API X70, E81T1-Ni1C, Variação Energética e Variação da
Proteção Gasosa, microdureza, micrografia e ensaio de impacto Charpy.
6
ABSTRACT
With the increase in exploration and production of oil and its derivatives to search for
materials that ensure greater reliability as regards the transport of the same is
needed. This demand has led to the use of high strength steels and low-alloy
(HSLA), ranked in the oil and gas industry by the standard API 5L. Among the
mechanical properties that motivate the use of these steels , the main ones are :
toughness , even at high temperatures , good weldability and good mechanical
strength of the alloy .In the search for greater mechanical strength alloys grade API
5L have developed new grades of steel , among these classes can cite the steel
grade X70 . This class tends to ensure excellent mechanical strength combined with
the high level of toughness. This would be related to low-carbon, which would ensure
good weldability. Thus, due to the wide use of HSLA steels in the oil sector and the
need for welding the same, the work in question is to evaluate the mechanical and
metallurgical variations of the regions of welding steel API 5L X- 70 , for both the
FCAW process was used with wire "metal cored " E81T1 - Ni1C ranging from energy
and gas protection. The results were obtained from evaluation of micrographs,
hardness and Charpy impact test. The results were considered satisfactory given the
specifications of the standards.
Keywords: API X70 steel, E81T1-Ni1C, Variation and Change in Energy Gas
Protection
7
LISTA DE FIGURA
Figura 1-Equipamento básico para soldagem com arame tubular [11]. .................................... 17
Figura 2- Soldaegem FCAW (a) Com proteção gasosa e (b) Com arame autoprotegido [7]. 18
Figura 3- Representação esquemática do ciclo térmico na soldagem em um só passe [6]. . 19
Figura 4- Ferrita acicular no metal de solda feita com o MEV [15]. ........................................... 21
Figura 5- Evolução dos aços para fabricação dos tubos de grande diâmetro [19].................. 23
Figura 7- Tubo doado pela Petrobrás ............................................................................................. 24
Figura 6- Micrografia características de três aços API, mostrando a evolução [20]. .............. 24
Figura 8- Metalografia do aço API 5L X70- aumneto de 500x. ................................................... 25
Figura 9- Microdurômetro Pantech HXD-100TM. .......................................................................... 26
Figura 10- a) Fonte IMC Inversal 450 e b) Tartílope SPS V2 ..................................................... 28
Figura 11- Porta amostra com a peça fixada. ................................................................................ 28
Figura 12- Foto da usinagem e de uma peça pronta do aço API 5L X70. ................................ 29
Figura 13- Dimensional da junta soldada com chanfro em ''V''................................................... 30
Figura 14 - Politriz STRUERDS DP-50. .......................................................................................... 32
Figura 15- Amostra para o ensaio de impacto Charpy. ................................................................ 33
Figura 16- Embutidora AROTEC PRE 30 Mi. ................................................................................ 34
Figura 17- Nikon modelo Eclipse MA200. ...................................................................................... 35
Figura 18- Locais das micrografias feitas no último passe do metal de solda aço ABNT 1020.
............................................................................................................................................................... 36
Figura 19- Locais das micrografias da amostra de aço API 5L X70. ......................................... 36
Figura 20- Grade utilizada na contagem da FA sobre micrografia do metal de solda ............ 37
Figura 21- Locais de medição da dureza Vickers do metal de solda. ....................................... 38
Figura 22- Micrografias para os Metais de Solda com25 % de CO2 e energias impostas na
soldagem de 2,1 (a), 1,6 (b) e 1,3 kJ/mm (c), respectivamente. ................................................ 40
Figura 23- Micrografias para os Metais de Solda com 15% de CO2 e energias impostas na
soldagem de 2,1 (a), 1,6 (b) e 1,3 kJ/mm (c), respectivamente. ................................................ 41
Figura 24- Micrografias para os Metais de Solda com 08% de CO2 e energias impostas na
soldagem de 2,1 (a), 1,6 (b) e 1,3 kJ/mm (c), respectivamente. ................................................ 41
Figura 25- Porcentagem de ferrita acicular em função da proteção gasosa. ........................... 43
Figura 26- Porcentagem da ferrita acicular em função da energia imposta na soldagem. .... 44
Figura 27- Porcentagem de ferrita acicular em função da energia imposta na soldagem e da
proteção gasosa. ................................................................................................................................ 45
Figura 28- Variação da dureza em função da Energia Imposta na Soldagem. ........................ 47
Figura 29- Variação da dureza em função da proteção gasosa. ................................................ 48
Figura 30- Aspectos das das fraturas dos CP’s obtidos no MEV, usado para a avaliação da
tenacidade ao impacto do metal de solda. a=2,1kJ/mm e 25%CO2; b=1,6kJ/mm e 25%CO2;
c=1,3kJ/mm e 25%CO2; d=2,1kJ/mm e 15%CO2; e=1,6kJ/mm e 15%CO2; f=1,3kJ/mm e
15%CO2; g=2,1kJ/mm e 08%CO2; h=1,6kJ/mm e 08%CO2; i=1,3kJ/mm e 08%CO2. ............ 49
Figura 31- Variação da Energia Absorvida no Impacto em função da Energia Imposta na
Soldagem............................................................................................................................................. 51
Figura 32- Variação da Energia Absorvida no Impacto em função da Proteção Gasosa. ..... 51
Figura 33- Variação da Energia Absorvida no Impacto em função da Energia Imposta na
Soldagem juntamente com a Variação da Proteção Gasosa...................................................... 53
8
Figura 34- Micrografias da ZTA dos CP's aço API 5L X70- Energia de Soldagem a) 2,1
KJ/mm b) 1,6KJ/mm e c) 1,3KJ/mm................................................................................................ 54
Figura 35- Perfil de Microdureza do último passe de enchimento para os CP's de aço API 5L
X70 em função da Energia na Soldagem. ...................................................................................... 55
9
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Resultado de alguns elementos contidos no metal de base aço API 5L X70. ...... 25
Tabela 2 - Proporções dos Gases de Proteção utilizados na soldagem ................................... 26
Tabela 3 - Propriedades Químicas e Mecânica do Arame Tubular E81T1-Ni1C .................... 27
Tabela 4 - Parâmetros encontrados para a soldagem dos CP's desse trabalho. .................... 30
Tabela 5 - Parâmetros utilizados para os CP's de aço API 5L X70. .......................................... 31
Tabela 6 - Parâmetros utilizados para os CP's de aço ABNT 1020........................................... 31
Tabela 7 - Porcentagem de Ferrita Acicular encontrada para cada CP de acordo com os
parâmetros utilizados na soldagem. ................................................................................................ 40
Tabela 8 –Resultados obtidos a partir do software MINITAB, versão 6, para verificar a
influencia dos parâmetros obsevados. DF=Graus de Liberdade; SS=Soma dos Quadrados;
MS=Média dos Quadrados; F=Frequência Observada; P= nível de significância, R²=Medida
de Ajustamento do Modelo. .............................................................................................................. 42
Tabela 9 - Valores de dureza para cada amostra do metal de solda. ....................................... 45
Tabela 10 - Resultados obtidos a partir do software MINITAB, versão 6, para verificar a
influencia dos parâmetros observados. DF=Graus de Liberdade; SS=Soma dos Quadrados;
MS=Média dos Quadrados; F=Frequência Observada; P= nível de significância, R²=Medida
de Ajustamento do Modelo. .............................................................................................................. 46
Tabela 11 - Resultados obtidos após o ensaio de impacto para cada amostra do metal de
solda de acordo com as variáveis de soldagem. .......................................................................... 48
Tabela 12 - Resultados obtidos a partir do software MINITAB, versão 6, para verificar a
influencia dos parâmetros obsevados. DF=Graus de Liberdade; SS=Soma dos Quadrados;
MS=Média dos Quadrados; F=Frequência Observada; P= nível de significância, R²=Medida
de Ajustamento do Modelo. .............................................................................................................. 50
Tabela 14 - Valores do Ensaio de Impacto em função da Energia Imposta na Soldagem para
a ZTA do aço API 5LX70................................................................................................................... 55
10
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ABNT
Associação Brasileira de Normas Técnicas
API
American Petroleum Institute
ARBL
Alta Resistência e Baixa Liga
ASTM
American Society for Testing and Materials
AWS
American Welding Society
CCC
Cúbica de Corpo Centrado
CEq
Carbono Equivalente
FA
Ferrita Acicular
FCAW
Flux Cored Arc Welding
HV
Microdureza Vickers
IFES
Instituto Federal do Espírito Santo
MAG
Metal Active Gas
MB
Metal de Base
MIG
Metal Inert Gas
UFES
Universidade Federal do Espírito Santo
ZF
Zona Fundida
ZTA
Zona Termicamente Afetada
11
SUMARIO
1. INTRODUÇÃO .......................................................................................... 13
2. OBJETIVOS .............................................................................................. 15
3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ..................................................................... 16
3.1
Soldabilidade ..................................................................................... 16
3.2
Soldagem Arame Tubular ................................................................. 17
3.3
Ferrita Acicular .................................................................................. 21
3.4
Início e Evolução dos Aços API ....................................................... 22
4. MATERIAIS E METODOS......................................................................... 24
4.1.
Materiais............................................................................................. 24
4.1.1 Material de Base.............................................................................. 24
4.1.2 Proteção Gasosa e Definição do Metal de Solda ......................... 26
4.1.3 Equipamentos Utilizados ............................................................... 27
4.1.4 Corpos de Prova ............................................................................. 28
4.2.
Parâmetros Utilizados Na Soldagem ............................................... 30
4.3.
Soldagem dos corpos-de-prova....................................................... 31
4.4.
Preparação das Amostras ................................................................ 32
4.5.
Tratamento Estatístico dos Resultados .......................................... 38
5. Resultados e Discussões........................................................................ 39
5.1.
Avaliação do Metal de Solda ............................................................ 39
5.1.1 Variação Microestrutural do Metal de Solda................................. 39
5.1.1.1 Tratamento Estatístico dos Resultados de Ferrita ................... 42
Acicular..................................................................................................... 42
5.1.2 Ensaio de Dureza ............................................................................ 45
5.1.2.1 Tratamento estatístico do Resultado de Dureza no Metal ....... 46
5.1.3.1 Tratamento Estatístico dos Resultados de Energia Absorvida no
Impacto do Metal de Solda ......................................................................... 50
5.2.
Avaliação do Metal de Base ............................................................. 53
5.2.1 Influência da Variação da Energia de Soldagem na ZTA do .......... 53
5.2.2 Ensaio de Microdureza da ZTA ......................................................... 54
5.2.3 Ensaio de Impacto Charpy na ZTA ................................................... 55
6. Conclusões .............................................................................................. 56
12
Referências Bibliográficas..............................................................................57
13
1. INTRODUÇÃO
O transporte de óleo e gás tem aumentado a procura por materiais que
garantam uma maior confiabilidade, principalmente em relação à resistência
mecânica. Essa demanda levou ao uso de aços de alta resistência e baixa
liga (ARBL), classificados na indústria de petróleo e gás através da norma API
5L (API - “American Petroleum Institute”). Dentre as propriedades mecânicas
que motivam a utilização desses aços, os principais são: a tenacidade,
inclusive às altas temperaturas; boa soldabilidade e boa resistência mecânica
da liga. Devido às boas propriedades mecânicas dos aços ARBL permite-se a
fabricação de dutos que sejam utilizados em condições severas as quais
alguns materiais da indústria do petróleo estão submetidos [1, 2].
Os aços de classe API 5L X60 – X100, em particular, são especificamente
adequados à construção de tubulações e dutos empregados na indústria de
petróleo e petroquímica. Essa classe de aços apresenta limite de escoamento
na faixa de 400 a 700 MPa e possui estrutura metalúrgica refinada devido a
adição de microligantes como Nb, V e Ti e o tipo de processamento[3, 4].
Dutos para aplicação offshore, soldados tanto em terra como em alto mar,
estão submetidos a carregamentos dinâmicos que resultam em contração e
expansão, há também preocupação de exposição do material a meios
quimicamente agressivos, principalmente nas soldas circunferenciais dos
dutos para uso em águas profundas [5]. Logo, necessita-se de soldas com
características mecânicas compatíveis com as solicitações mecânicas desses
ambientes. Cada vez mais se necessita que tais juntas soldadas mantenham
as características específicas, mas também que a produção dos mesmos se
dê em menor tempo possível, haja vista a grande demanda para tais dutos.
Assim, cada vez mais é buscada a utilização de processos de alta
produtividade para o atendimento a tais demandas. Entram em cena os
processos com alimentação contínua, o que nos últimos anos ganharam uma
fatia considerável no mercado produtor. Dentre eles citam-se o processo
MIG/MAG e o Flux Cored Arc Welding – FCAW (arame tubular).
A soldagem utilizando o arame tubular (FCAW) possui uma diferença em
relação aos demais processos, como o MIG MAG, no que diz respeito às
condições metalúrgicas finais do metal de solda, pois o fluxo interno do arame
14
permite que o mesmo possa formar microconstituintes que são resultado da
formação de óxidos dada pela união do oxigênio presente na proteção gasosa
com os elementos de liga do fluxo do arame. Essa versatilidade faz com que
a soldagem com arame tubular venha sendo utilizada cada vez mais [6].
Sendo assim, o trabalho em questão vem avaliar as características
microestruturais e mecânicas do depósito em aços API 5L X70, quando
submetido à soldagem com arame tubular comercial E81T1-Ni1C do tipo
metal cored, variando para tanto a energia de soldagem e o tipo de proteção
gasosa.
15
2. OBJETIVOS
O presente trabalho tem por finalidade avaliar as características mecânicas e
metalúrgicas das chapas API 5L X70 soldadas com arame E81T1-Ni1C pelo
processo FCAW com variação energética e de gás de proteção, onde se
deseja encontrar uma melhor condição em relação a propriedades mecânicas
dentro dos parâmetros utilizados.
16
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1
Soldabilidade
Pode ser considerada como quão uma solda pode ser efetuada de forma a se obter
a menor incidência de defeitos (trincas, por exemplo), boa propriedades mecânica e
ainda resistência a degradação em serviço (danos por corrosão, por exemplo) [8].
Soldabilidade não é um parâmetro fixo para um dado material, mas dependerá dos
detalhes das juntas, dos requerimentos em serviço, dos processos de soldagem e
das facilidades disponíveis [13].
No processo de soldagem é importante que a junta soldada (metal de solda e a zona
termicamente afetada pelo calor) possua propriedades mecânicas similares ao do
metal base. Sendo a resistência e tenacidade a fratura duas das mais importantes.
Por se tratar de uma região crítica, pode-se perder o equilíbrio entre resistência e
tenacidade deve-se ter um maior cuidado com a zona termicamente afetada (ZTA).
Com relação à baixa resistência deve-se controlar os teores de Nióbio
(Nb) e
vanádio (V), que não devem estar acima de 0,02% e 0,012% respectivamente.
Como forma de se aumentar a resistência pode-se adicionar Ti, porém se não for
feito corretamente, partículas grosseiras contendo Ti podem produzir iniciação de
trincas [9,10].
A soldabilidade é dependente da composição química do aço e pode ser analisada
quantitativamente em termos do carbono equivalente (Ceq), conforme as equações
1 e 2. Quanto maior o carbono equivalente, menor a soldabilidade do aço [10].
A norma API 5L[7] recomenda que o Ceq seja calculado pela equação 1, para teores
de carbono acima de 0,12%, e pela equação2, para teores de carbono até 0,12%.
17
3.2
Soldagem Arame Tubular
A soldagem arame tubular (Flux - Cored Arc Welding) processo de soldagem que uni
as vantagens do MIG/MAG e do eletrodo revestido, possuindo assim como
características principais, alto fator de trabalho do soldador, alta taxa de deposição,
alto rendimento, alta versatilidade possibilidade de ajustes de composição química
do metal de solda e facilidade de operação em campo [6].
Pela figura 1 abaixo podemos visualizar os principais equipamentos da soldagem de
arame tubular, onde é notável a semelhança com o processo MIG/MAG.
Figura 1-Equipamento básico para soldagem com arame tubular [11].
O processo de soldagem por arame tubular pode ser dividido em dois grupos:
soldagem FCAW
com proteção gasosa e soldagem FCAW
com arame
autoprotegido.
Na soldagem FCAW com proteção gasosa têm-se ainda que o fluxo interno do
arame pode ser metálico (metal cored) ou não metálico (flux cored), onde este fluxo
possui funções desoxidante, formador de escória. Introdutor de elementos de liga e
estabilização do arco.
18
Na soldagem FCAW com arame autoprotegido (self shielded) não é necessário a
utilização de um gás proveniente de um cilindro para a proteção da atmosfera de
solda, uma vez que os próprios ingredientes do arame desenvolvem esta função.
Na figura 2 podemos observar as diferenças entre FCAW com proteção gasosa e
arame autoprotegido.
(a)
(b)
Figura 2- Soldaegem FCAW (a) Com proteção gasosa e (b) Com arame autoprotegido [7].
Podemos citar como gases utilizados para proteção na soldagem FCAW o CO2 (gás
carbônico), Ar (argônio), He (Hélio), O2 (oxigênio). Dentre estes podemos destacar o
CO2 (gás carbônico) e o Ar (argônio), que são muito utilizados numa mistura de 75%
de Argônio e 25% de Oxigênio, uma vez que esta configuração confere propriedades
mecânicas como alto limite de escoamento e resistência a tração. O tipo de gás ou
mistura de gases
es utilizado vai depender dos requisitos necessários para o metal de
solda aliado com baixo custo [7].
Atualmente a soldagem FCAW vem sendo utilizada na indústria petroquímica, de
geração de energia, uma vez que possui como características alta qualidade
qualida
de
solda, baixo custo, além da possibilidade de se soldar aço de baixo carbono,
inoxidáveis, os temperados,
temperados os estruturais resistentes à corrosão, que são materiais
importantes para esses segmentos de indústria [7].
19
3.2.1 Fluxo de Calor
Uma vez que na realização de soldagem por fusão a temperatura na poça de fusão
varia de valores entre 2000 e 20.000 °C, sendo muitas vezes esse calor aplicado de
forma concentrada em pequenas regiões se faz necessário a avaliação do fluxo de
calor e de energia ao material uma vez que há alterações de microestrutura e de
propriedades [6].
O fluxo de calor numa peça soldada pode ser dividido em duas etapas: fornecimento
de calor a peça e dissipação de calor na mesma [6].
Desconsiderando a influência dos gases de proteção na energia de soldagem,
temos que de uma forma geral para o processo de arco elétrico, a primeira etapa de
fluxo de calor, fornecimento de calor a peça, pode ser definida como a quantidade
de energia fornecida à peça pela seguinte formula:
Onde E é a energia de soldagem (J/mm), η é eficiência térmica do processo, V e a
tensão no arco(v), I é a corrente de soldagem (A), e v é a velocidade de soldagem
(mm/s).
A segunda etapa de fluxo de calor se dá pela dissipação que ocorre em sua grande
parte pela condução.
Cada ponto do material próximo a poça de fusão experimentará uma diferente
variação de temperatura, que pode ser representado pela curva chamada de “ciclo
térmico de soldagem”.
Figura 3- Representação esquemática do ciclo térmico na soldagem em um só
passe [6].
20
De uma forma simplificada temos os seguintes pontos:
•
Temperatura de pico (Tp): temperatura máxima atingida, relacionada com as
variações de microestrutura. Tp diminui com a distância ao centro da solda.
•
Tempo de permanência (tc) acima de uma temperatura crítica: tempo em que
o ponto do material fica submetido a uma temperatura superior a temperatura
crítica para ocorrer uma alteração microestrutural ou de propriedades
significativas do material.
•
Velocidade de resfriamento (Φ): determinada pela inclinação de um
determinado ponto na cura de “ciclo térmico de soldagem”.
3.2.2 Soldagem Com Gás de Proteção
O uso de gases de proteção tem como objetivo proteger o metal de solda de
oxidação e inclusões, que podem acarretar como fatores negativos como: problemas
à resistência na junta soldada, fragilização da solda, inclusões, trincas a frio e
porosidades. Assim os gases de proteção tendem a eliminar o contato do metal de
solda com o ar atmosférico. Há a necessidade de se fazer isso uma vez que quando
os metais são aquecidos até a fusão tendem a formar fortemente óxidos e, em
menor extensão, nitretos, resultando em soldas deficientes, com retenção de
escória, porosidade e conseqüente fragilização no cordão de solda, assim deve-se
proteger a poça de fusão do oxigênio e do nitrogênio [12].
21
3.3
Ferrita Acicular
A ferrita acicular (FA) é uma microestrutura desejável nos cordões de solda por
proporcionar boa resistência mecânica, sendo seu desenvolvimento facilitado por
fatores como elementos de liga, gradiente de calor e teor de oxigênio no metal de
solda [14,15].
Figura
4 -4Ferrita
acicular
nono
metal
dede
solda
feita
com
oo
MEV
[15].
Figura
Ferrita
acicular
metal
solda
feita
com
MEV
[15].
Sua formação ocorre no interior do grão austenítico a partir de inclusões do metal de
solda [15].
O processo de formação de ferrita acicular é similar ao da bainita, podemos associar
a diferença de microestrutura ao gradiente térmico, uma vez que com um maior
gradiente térmico o grão austenítico aumenta o que facilita a nucleação intragranular
o que leva a uma microestrutura consistindo em sua maior parte de ferrita acicular,
enquanto que menores gradientes facilitam a nucleação de contorno e grão
favorecendo a formação de bainita [15].
Apesar da contestação de algumas inclusões não-metálicas devido a difícil
identificação da fase específica responsável pela nucleação da ferrita acicular,
22
podemos citar inclusões associadas à nucleação de ferrita acicular as seguintes :
óxido de titânio e silicatos de manganês[15,16].
3.4
Início e Evolução dos Aços API
O inicio da produção dos aços da classe API ocorreu em 1959 quando foi
desenvolvido o API X56, primeiro aço microligado utilizado para dutos que possuía
como principais elementos de liga na sua composição, o Carbono e o Manganês e
como característica, restrita Soldabilidade e baixa resistência à fratura [17].
Pode-se destacar como importante característica para a intensificação do
desenvolvimento e utilização dos aços ARBL, o fato de que ao se produzir tubo com
melhores propriedades mecânicas permitiu-se selecionar menores espessuras de
paredes, o que leva a uma redução de custos na construção de oleodutos e
gasodutos, isso sem ter a necessidade de se reduzir a pressão de trabalho. A menor
espessura da parede dos tubos leva a redução de peso e da quantidade de solda
depositada em cada junta [17].
Para atender a alta demanda, devido ao desenvolvimento da indústria de
prospecção e beneficiamento do petróleo, foi necessário desenvolver os processos
de produção de tais aços. Na figura 5 pode se observar a evolução nos processos
de laminação e o resfriamento acelerado da chapa. Da década de 60 para 70, o
processo
de
laminação
convencional
seguida
de
tratamento
térmico
de
normalização evolui para laminação termomecânica controlada, o que permitiu
refinamento dos grãos a menores temperaturas o que viabilizou a produção
conforme a norma API 5L para o grau X70, com isso conferiu-se a estes materiais
uma maior limite de escoamento (refinamento dos grãos), acompanhado de uma
diminuição gradual do carbono (visando aumentar a soldabilidade e tenacidade do
material). Para compensar a perda de resistência com a redução do carbono, faz-se
necessária a adição de nióbio e vanádio [17].
Na década de 80 foi combinado o resfriamento controlado (accelerated cooling), com
a laminação termomecânica, permitindo-se a produção de chapas conforme norma
API 5L para o grau X80. Posteriormente, no final da década de 90 ocorreu à adição
23
de elementos de liga como molibidênio, cobre, níquel, cromo e/ou boro que
associados a aplicação
icação de esfriamento acelerado, eventualmente com tempera após
a laminação a quente, foi possível a produção conforme a norma API 5L para o grau
X100 e X120 [17,18].
Figura 5- Evolução dos aços para fabricação dos tubos de grande diâmetro [19].
Na figura 6 pode-se observar a evolução das miscroestruturas
miscroe
turas de acordo com a
forma como os aços API foram sendo produzidos. Têm-se
Têm se um microestrura típica de
ferrita-perlita
perlita com grãos grandes
gr
no aço API X60 na figura 6.a. Na figura 6.b
6 temos a
microestrutura do aço API X70 que se apresenta mais refinada e com tamanho de
grão ferrítico menor, até se alcançar uma microestutura mais uniforme e mais fina
caracteristíca do aço API X80 [20].
24
Figura 6- Micrografia características de três aços API, mostrando a evolução [20].
4.
MATERIAIS E METODOS
4.1. Materiais
4.1.1 Material de Base
Foi utilizado como metal de base nesse trabalho o aço API 5L X70 que foi doado
pela Petrobrás, figura 7, retirado de um pedaço de tubulação com solda longitudinal
por arco submerso.
Figura 7- Tubo doado pela Petrobrás
Para comprovar se o material atendia as especificações da norma API 5L foram
realizados
ensaios.
Inicialmente
avaliou-se
sua
composição
química
no
Espectrômetro de Emissão Óptica Foundry Master Pro no laboratório de metalurgia
do Instituto Federal do Espírito Santo (IFES), onde se obteve o seguinte resultado:
25
Tabela 1 - Resultado de alguns elementos contidos no metal de base aço API 5L X70.
Grau API
%C máx.
Norma
X70
API
0,26
Medido no
%Mn máx.
Norma API
Espectômetro
0,13
Medido no
Espectômetro
1,65
1,64
%Ti máx.
Norma
Medido no
API
Espectômetro
0,06
0,02
Posteriormente foi realizada uma micrografia no laboratório com o auxílio do
microscópio óptico OLYMPUSBX60M no Laboratório de Tribologia Corrosão e
Materiais (TRICORRMAT) da UFES, onde foi verificado que o material de base
possuía uma estrutura refinada obtida pela laminação controlada tendo uma
estrutura ferrítica-perlítica conforme podemos observar na figura 8. No mesmo
laboratório foi avaliado a microdureza do metal de base de acordo com a norma
ASTM E384, com o microdurômetro PANTEC HXD – 100TM (figura 9), utilizando
uma carga de 300 gramas para um tempo de aplicação de 20 segundos. As medidas
foram feitas na face do tubo com um espaçamento mínimo de 0,5 mm, este
resultado foi usado posteriormente para verificar a influência da variação da energia
mecânica nessa propriedade mecânica.
Figura 8- Metalografia do aço API 5L X70- aumneto de 500x.
26
Figura 9- Microdurômetro
Pantech HXD-100TM.
4.1.2 Proteção Gasosa e Definição do Metal de Solda
A proteção gasosa foi feita pela mistura de Ar + CO2 em diferentes proporções.
Tabela 2 - Proporções dos Gases de Proteção utilizados na soldagem
Proteções Gasosas Utilizadas
Mistura 1
75% Ar + 25% CO2
Mistura 2
85% Ar + 15% CO2
Mistura 3
92% Ar + 08% CO2
Embora, comercialmente, o eletrodo E81T1-Ni1C seja utilizado com uma proteção
gasosa contendo apenas CO2, a literatura [6], afirma que a mistura Ar + CO2,
aumente a tenacidade da zona fundida. Assim, variou-se a composição destes
gases de proteção, buscando o efeito dessa variação na tenacidade.
27
Escolhe-se o eletrodo de soldagem com base no limite de resistência do metal de
base. Dessa forma o eletrodo deve produzir uma zona fundida com limite de
resistência superior ao do metal de base. Uma vez que o aço API 5L X70 possui um
limite de resistência de 70 ksi o consumível escolhido foi E81T1-Ni1C, que possui
um limite de resistência de 80 ksi. A composição e limite de resistência a tração do
consumível E81T1-Ni1C podem ser observada na tabela 3, dada pelo fornecedor.
Tabela 3 - Propriedades Químicas e Mecânica do Arame Tubular E81T1-Ni1C
Análise Química (%)
C
Si
Mn
P
S
Cr
Ni
Mo
V
0,032
0,540
1,080
0,012
0,012
0,096
0,860
0,011
0,020
Limite de Resistência a Tração (MPa) = 580
4.1.3 Equipamentos Utilizados
O processo de soldagem das chapas foi realizado no Laboratório de Soldagem da
Universidade Federal do Espírito Santo (UFES). Onde se utilizou a fonte de
soldagem multiprocesso da marca IMC, modelo Inversal 450 como pode ser
observado na figura 10.a um cabeçote alimentador de arame e um controle remoto
para ativação da alimentação de arame. Com o intuito de simular um tecimento de
soldagem real foi utilizado um sistema de movimentação automática (x,y) que
permitia a translação da tocha de soldagem, da marca SPS, modelo Tartílope V2,
conforme mostrado na figura 10.b. Para a proteção gasosa foram utilizados cilindros
de gás de proteção da marca Airliquide. Utilizou-se um porta amostras conforme
mostrado na figura 11 para evitar possíveis deformações durante a inserção de calor
e resfriamento que pudessem dificultar análises posteriores das amostras.
28
Figura 10- a) Fonte IMC Inversal 450 e b) Tartílope SPS V2
Figura 11- Porta amostra com a peça fixada.
4.1.4 Corpos de Prova
Foram utilizados dois tipos de corpos de prova o aço ABNT 1020 e o aço API 5L
X70.
29
Com o intuito de avaliar a zona fundida, foram soldadas juntas de aço ABNT 1020.
As razões para sua utilização se devem ao fato de ser economicamente mais viável
para o estudo e também porque a sua composição química não causar interferência
nas propriedades mecânicas e metalúrgicas da zona fundida. Os corpos-de-prova
para este aço foram preparados no laboratório de usinagem do Instituto federal do
Espírito Santo (IFES), onde foram retirados de chapas planas pelo processo de
oxicorte e usinadas posteriormente, para a retirada da região afetada pelo calor.
Os corpos de prova do aço API 5L X70 foram utilizados para se estudar a influência
do processo de soldagem nas propriedades mecânicas e microestruturais do metal
de base, sobretudo na região da ZTA. Os corpos-de-prova deste aço foram retirados
de um tubo já utilizado, com diâmetro de 20’’ polegadas, no IFES Campus Vitória,
onde no laboratório de usinagem do mesmo campus, foi feito um corte no sentido
longitudinal com um maçarico de oxicorte para a retirada de placas do material.
Posteriormente esses corpos-de-prova foram usinados no laboratório de usinagem
da UFES para padronização dos mesmos em 170mm x 80mm x 15mm, conforme
podemos observar na figura 12.
Figura 12- Foto da usinagem e de uma peça pronta
do aço API 5L X70.
Os chanfros foram usinados conforme a figura 13.
30
Figura 13- Dimensional da junta soldada com chanfro em ''V''.
4.2. Parâmetros utilizados na soldagem
Foram realizados pré-testes em corpos de prova do aço ABNT 1020 com o intuito de
escolher parâmetros que proporcionassem a junta soldada uma raiz de solda com
estanquiedade e homogeneidade adequada. Utilizou-se o aço ABNT 1020 devido a
sua viabilidade econômica, uma vez que o processo de soldagem é um processo
empírico.
Depois das vários testes de soldagens chegou-se aos parâmetros da tabela 4, foi
utilizado o mesmo parâmetro para o passe de raiz para todos os corpos-de-prova
uma vez que esse nível de energia foi o que proporcionou estanqueidade e
homogeneidade adequados.
Tabela 4 - Parâmetros encontrados para a soldagem dos CP's desse trabalho.
Passes
Raiz (todos os
cp’s)
Enchimento
(CP1, 4, 7 e
10) - 2 passes
Enchimento
(CP2, 5, 8 e
11) - 2 passes
Enchimento
(CP3, 6, 9 e
12) - 3 passes
Tensão
(V)
Velocidade
do Arame
(m/min)
Velocidade
de
Soldagem
(cm/min)
DBCP
(mm)
Abertura
de raiz
(mm)
Fluxo
de
gás
(l/min)
25
5,5
15
10
5
15
25
5,5
15
10
5
15
25
5,5
20
10
5
15
25
5,5
25
10
5
15
31
4.3. Soldagem dos corpos-de-prova
Inicialmente as peças foram fixadas na porta-amostra, conforme a figura 11, para
evitar possíveis deformações durante o processo de soldagem e também para tentar
simular a restrição que existe na estrutura da tubulação.
Foram soldados três corpos de prova (CP’s 1 a 3) do aço API 5L X70, para o qual se
pretendia avaliar a influência dos parâmetros de soldagem na ZTA. Para o aço
ABNT para o qual se pretendia avaliar a influência dos parâmetros de soldagem na
zona fundida, foram soldados nove corpos de prova (CP’s 4 a 12). Para a limpeza
entre os passes foi utilizada uma lixadeira manual com escova de aço.
Percebe-se que a variação da velocidade de soldagem ocorreu apenas nos passes
de enchimento e acarretou na variação da energia imposta na soldagem. Para
proteção gasosa foram utilizadas combinações de Ar + CO2, conforme citado na
tabela 2.
Nas tabelas 5 e 6 pode-se visualizar os parâmetros utilizados para cada corpo - deprova.
Tabela 5 - Parâmetros utilizados para os CP's de aço API 5L X70.
Corpos de Prova de
Aço API 5L X70
CP 01
CP 02
CP 03
Tipo de Gás
75%Ar + 25% CO2
Velocidade de
Soldagem nos passes
de enchimento
(cm/min)
15
20
25
Energia de
Soldagem
(KJ/mm)
2,1
1,6
1,3
Tabela 6 - Parâmetros utilizados para os CP's de aço ABNT 1020.
Corpos de Prova de
Aço ABNT 1020
CP 04
CP 05
CP 06
CP 07
CP 08
CP 09
CP 10
CP 11
CP 12
Tipo de Gás
75%Ar + 25% CO2
85%Ar + 15% CO2
92%Ar + 08% CO2
Velocidade de
Soldagem nos passes
de enchimento
(cm/min)
15
20
25
15
20
25
15
20
25
Energia de Soldagem
(KJ/mm)
2,1
1,6
1,3
2,1
1,6
1,3
2,1
1,6
1,3
32
4.4. Preparação das Amostras
Após a soldagem foram preparadas amostras para o ensaio de impacto de Charpy,
ensaio de microdureza e a realização de micrografias. A preparação dessas
amostras para os ensaios anteriormente citado incluiu o lixamento e polimento
destas, no equipamento STRUERS DP-10 figura 14 situado no TRICORRMAT
laboratório de Tribologia Corrosão e Materiais da UFES.
Figura 14 - Politriz STRUERDS DP-50.
4.4.1 Ensaio de Impacto Charpy
Foram preparados para este ensaio um total de 60 corpos de prova, sendo 15 do
aço API 5l X70 (figura 15 b), onde se valiou a tenacidade na ZTA e 45 do aço ABNT
1020 (figura 15 a), onde se avaliou a energia absorvida durante o impacto no metal
de solda. Para isto inicialmente foi localizado a zona fundida através de uma
macrografia, onde as amostras sofreram um ataque químico numa solução de nital
10% por cerca de 15 segundos. Na figura 15 podemos visualizar as dimensões dos
corpos-de-prova.
33
Figura 15- Amostra para o ensaio de impacto Charpy..
O ensaio de impacto de Charpy seguiu a norma ASTM E23-01.. Os corpos-de-prova
corpos
foram ensaiados no Laboratório de Testes Mecânicos da Arcelor Mittal Tubarão, na
Serra-ES, por um técnico responsável utilizando a máquina da marca AMSLER RKP
450 a -20°C,
20°C, onde os valores máximos e mínimos obtidos para a condição soldada
foram eliminados de acordo com a norma ASTM E23-07ael.
4.4.1 Avaliação Microestrutural
Em função das características da junta soldada com o metal de base aço API 5L
X70 especificamente na ZTA, foi necessário o procedimento de embutimento das
amostras em resina a fim de facilitar a observação dessa região. Para tanto as
amostras foram seccionadas utilizando o equipamento de corte LABOTOM-3
STRUERS no laboratório de Tribologia Corrosão e Materiais da UFES. Em seguida
as amostras do aço API 5L X70 foram embutidas com baquelite na embutidora
AROTEC PRE 30Mi, figura 16, onde cada amostra levou um tempo aproximado de
18 minutos entre a etapa de aquecimento e resfriamento.
34
Figura 16- Embutidora AROTEC PRE 30 Mi.
Foram avaliadas 12 amostras no total, sendo 3 do aço API 5L X70 e 9 do aço ABNT
1020, isso foi feito para que se pudesse realizar o estudo relativo a influência da
variação de energia e da proteção gasosa. Foi retirada uma amostra para cada
parâmetro de soldagem conforme as Tabelas 5 e 6.
Cada amostra teve sua superfície preparada para análise metalográfica nas etapas
de lixamento, polimento e ataque químico. O lixamento foi realizado no equipamento
STRUERS DP-10, começando pela lixa 80 indo até 800 mesh, com um tempo de
lixamento aproximado de 30 minutos para cada amostra. Posteriormente cada
amostra foi polida no mesmo equipamento com alumina de 1 µm, com um tempo
aproximado de 5 minutos para cada amostra. Para realização das micrografias as
amostras foram atacadas quimicamente com uma solução de nital 2% num temo
entre 10 e 20 segundos. As micrografias foram realizadas com um microscópio
óptico Nikon modelo Eclipse MA200, figura 17.
35
Figura 17- Nikon modelo Eclipse MA200.
Para evitar que as amostras oxidassem cada amostra foi lixada, polida, ataca
quimicamente e depois realizada micrografia.
Nas amostras do aço ABNT 1020, foram realizadas diversas micrografias em 5
pontos compreendidos num retângulo de 2X3 mm, à uma distância de 1mm da
superfície do último passe de enchimento, conforme esquema mostrado na figura
18.
Para a análise da ZTA, para qual se utilizou as amostras do aço API 5L X70 foram
feitas diversas micrografias na região compreendida num raio de 2mm tangente a
zona fundida, onde se encontra a região do último passe de solda, para ver o
tamanho de grão da ZTA, conforme figura 19.
Para ambos os casos de aço as micrografias foram realizadas na região do último
passe de enchimento, pois segundo a equação de Rosenthal, nas soldas de
múltiplos passes, os passes anteriores sofrem pré-aquecimento, que é feito pelos
passes subsequentes. Sendo assim o último passe é o único passe que não sofreu
nenhum tipo de alteração microestrutural.
36
Figura 18- Locais das micrografias feitas no último passe do metal de solda aço ABNT 1020.
Figura 19- Locais das micrografias da amostra de aço API 5L X70.
37
4.4.2 Análise da Ferrita Acicular
Foi utilizada uma grade de 400 pontos feita em AutoCAD para se realizar a
contagem de FA no metal de solda, conforme mostrado na figura 20, o circulo
mostra a ferrita primária, enquanto o símbolo da cruz sinaliza a ferrita acicular.
FA
FA
FA
FA
Figura 20- Grade utilizada na contagem da FA sobre micrografia
do metal de solda
4.4.3 Ensaio de Dureza
Este ensaio teve como objetivo avaliar a resistência do metal de solda à deformação
plástica permanente à temperatura ambiente. Inicialmente as amostras do aço ABNT
1020 foram lixados, polidos e atacados quimicamente com nital 10 % para que a
região do metal de solda fosse revelada. O procedimento para o ensaio seguiu a
norma ASTM E10-93. Para tal ensaio, foi empregada a técnica Brinell com uma
carga de 187,5 kgf com uma esfera de 2,5 mm de diâmetro e um tempo de duração
da carga de 15 segundos (HBw 2,5/187,5). Foram feitas 3 medições na região
transversal do metal de solda a cerca de 1,5mm abaixo da superfície do reforço,
conforme figura 21.
38
Figura 21- Locais de medição da dureza Vickers do metal de solda.
4.4.4 Ensaio de Microdureza
Este ensaio foi realizado na região da ZTA do aço API 5L X70 e teve como objetivo
avaliar a influência da variação dos parâmetros de soldagem nessa propriedade
mecânica no metal de base. O local de medição foi à região adjacente ao último
passe de solda conforme
nforme pode ser observado na figura 19 segui
guiu-se a norma ASTM
E384-99 e utilizou-se
se o microdurômetro PANTEC HXD – 100TM.. A carga utilizada foi
de 300 gramas (HV 0,3), o tempo de aplicação de 20 segundos, o espaçamento
longitudinal linear médio entre impressões
impressões de 0,25 mm, seguindo o sentido metal de
solda até o metal de base e as impressões foram feitas até que o valor encontrado
fosse próximo à valores que diz respeito à microdureza do aço API 5LX70.
4.5. Tratamento Estatístico dos Resultados
realizou se um estudo estatísco por
Para auxiliar a avaliação dos resultados obtidos realizou-se
análise de variância. Foi utilizado o nível de significância α=5,0% (índice utilizado na
39
comunidade acadêmica), para avaliar a influência dos parâmetros de soldagem na
dureza, quantidade de ferrita acicular e energia absorvida no impacto do metal de
solda.
5.
Resultados e Discussões
Este capítulo tem como objetivo avaliar, através dos resultados obtidos nos ensaios,
a influência da variação de energia de soldagem e variação da proteção gasosa na
dureza, na microestrutura, na quantidade de ferrita acicular e na energia absorvida
no impacto do metal de solda.
5.1. Avaliação da zona fundida
5.1.1 Variação Microestrutural do Metal de Solda
Avaliou-se a relação de quantidade de FA com as variações de energia e de
proteção gasosa utilizados na soldagem. A presença de FA já era esperada, uma
vez que nesse trabalho utilizou-se parâmetros próximos ao utilizado no trabalho de
Ventrella [22], que também soldou aço API X70 com o mesmo arame tubular e
encontrou uma quantidade significativa desse microconstituinte. Pode-se associar a
formação de FA ao fato do eletrodo possuir na sua composição interna elementos de
liga.
Na tabela 7 pode-se observar uma variação da quantidade de ferrita acicular, que
além da influência dos parâmetros pode ser associado aos erros na medição do
operador.
40
Tabela 7 - Porcentagem de Ferrita Acicular encontrada para cada CP de acordo com os parâmetros
utilizados na soldagem.
Proteção Gasosa
75%Ar + 25% CO2
85%Ar + 15% CO2
92%Ar + 08% CO2
Energia Imposta na
Ferrita
Soldagem (KJ/mm)
Acicular (%)
2,1
80% ± 0,5
1,6
87% ± 0,6
1,3
86% ± 0,9
2,1
75% ± 0,7
1,6
75% ± 0,3
1,3
87% ± 0,9
2,1
69% ± 0,5
1,6
79% ± 0,1
1,3
88% ± 0,4
É possível visualizar nas figuras 22, 23 e 24 abaixo as micrografias para os corpos
de prova, onde a ferrita acicular é assinalada com uma cruz.
Figura 22- Micrografias para os Metais de Solda com25 % de CO2 e energias impostas na soldagem
de 2,1 (a), 1,6 (b) e 1,3 kJ/mm (c), respectivamente.
41
Figura 23- Micrografias para os Metais de Solda com 15% de CO2 e energias impostas na soldagem
de 2,1 (a), 1,6 (b) e 1,3 kJ/mm (c), respectivamente.
Figura 24- Micrografias para os Metais de Solda com 08% de CO2 e energias impostas na soldagem
de 2,1 (a), 1,6 (b) e 1,3 kJ/mm (c), respectivamente.
respec
Comparando os dados da tabela 7 e as micrografias contidas nas figuras 22, 23 e 24
pode-se observar que para as condições de menor energia as microestruturas são
mais refinadas e apresentam um maior percentual de ferrita acicular. Segundo
Badeshia [15],, a formação de ferrita acicular é favorecida pelas altas taxas de
resfriamento, pois nas temperaturas mais baixas é demasiado lento para a formação
form
de outros microconstituintes no interior do grão.
A proteção gasosa com maior teor de CO2 resultou numa maior porcentagem de
ferrita acicular. Isso pode ser devido ao fato de que o arame utilizado possui
elementos de liga que, com a dissociação do CO2, formam óxidos que são pontos de
início para a formação dessa microestrutura [14,15,16].
Em relação ao tamanho de grão houve um maior crescimento destes para os
maiores valores de energia de soldagem. O tamanho dos grãos também sofreu
influência
ncia da quantidade de CO2. Para a condição de menor energia as amostras
soldadas com maiores teores deste
e gás de proteção apresentaram grãos mais
grosseiros. Isto
sto se deve ao fato de que misturas ricas deste gás provocar um efeito
similar ao de um aumento de energia,
energia influenciando assim a taxa de resfriamento e
por sua vez o tamanho de grão,
grão pois o CO2 tem uma maior capacidade de
transferência de calor [6].
].
42
5.1.1.1 Tratamento Estatístico dos Resultados de Ferrita
Acicular
Na tabela 8 pode-se observar os dados estatísticos da quantidade de ferrita acicular
devido à influência da energia de soldagem e da proteção gasosa. Temos que os
valores de P(quando <0,05) asseguram a influencia de todas as variáveis sobre a
quantidade FA.
Tabela 8 –Resultados obtidos para verificar a influencia dos parâmetros obsevados. DF=Graus de
Liberdade; SS=Soma dos Quadrados; MS=Média dos Quadrados; F=Frequência Observada; P= nível
de significância, R²=Medida de Ajustamento do Modelo.
Fonte
Constante
Proteção
Gasosa
Energia de
Soldagem
Proteção
Gasosa x
Energia de
Soldagem
DF
8
2
SS
MS
F
0,114398 0,0142997 401,135
0,020012 0,0100058 280,682
P
0,000
0,000
2
0,070062 0,0350308 982,682
0,000
4
0,024325 0,0060811 170,588
0,000
R² = 99%
Através dos gráficos das figuras 25 e 26 plotados, pode-se observar que se confirma
as considerações feitas no item anterior em relação à proteção gasosa e energia de
soldagem e os dados da tabela 7.
Conforme citado anteriormente, em relação ao CO2, pela figura 25 abaixo pode-se
verificar que uma maior quantidade deste gás promove uma maior formação de
óxido e por conseguinte uma maior formação de óxidos que leva a formação de
ferrita acicular.
43
86%
85%
84%
Ferrita Acicular (%)
83%
82%
81%
80%
79%
78%
77%
25% CO 2
15% CO2
08% CO 2
Proteção Gasosa
Figura 25- Porcentagem de ferrita acicular em função da proteção gasosa.
Pela figura 26 pode-se observar a influência da energia de soldagem na formação
de ferrita acicular. Segundo Bhadeshia [15] o fluxo de calor interfere na formação da
FA, pela figura 26 tem-se a princípio que com a diminuição da energia de soldagem
ocorre um aumento da quantidade de ferrita acicular, isto é resultado da taxa de
resfriamento, pois nas temperaturas mais baixas é demasiado lento para a formação
de ferrita de Widmanstatten no interior do grão.
44
90%
88%
86%
Ferrita Acicular (%)
84%
82%
80%
78%
76%
74%
72%
2,1 kJ/mm
1,6 kJ/mm
1,3 kJ/mm
Energia Imposta na Soldagem (kJ/mm)
Figura 26- Porcentagem da ferrita acicular em função da energia imposta na soldagem.
Na figura 27 pode-se comparar o efeito em conjunto da variação da proteção gasosa
e da energia de soldagem. Podemos observar que existe uma tendência de se ter
maiores quantidade de ferrita acicular nos valores de energia de soldagem mais
baixos. O gráfico mostra que nos valores de baixa energia de soldagem, não há
diferença significativa da quantidade de ferrita acicular para as diferentes misturas
de gases de proteção. No entanto com o valor de energia de 1,3 KJ/mm pode-se
observar ligeiramente uma maior quantidade de ferrita acicular, o que pode ser
devido às melhores relações de tamanho de grão versus quantidade de carbono,
onde a formação de FA é favorecida pela difusão inicial do carbono e, nas condições
com menor quantidade de CO2, não resta muito carbono para a formação de outros
microconstituintes.
45
95%
25% CO2
15% CO2
08% CO2
90%
Ferrita Acicular (%)
85%
80%
75%
70%
65%
2,1 kJ/mm
1,6 kJ/mm
1,3 kJ/mm
Energia Imposta na Soldagem (kJ/mm)
Figura 27- Porcentagem de ferrita acicular em função da energia imposta na soldagem e da proteção
gasosa.
5.1.2 Ensaio de Dureza
Pela tabela 9 pode-se observar que os maiores valores de dureza encontrados no
metal de solda foram para os menores valores de energia de soldagem, isso pode
ser explicado pelo fato que nessas condições tem-se taxas de resfriamentos
maiores, que leva a rápidas transformações de fase o que favorece a formação de
microconstituintes duros e frágeis.
Tabela 9 - Valores de dureza para cada amostra do metal de solda.
Proteção Gasosa
75%Ar + 25% CO2
85%Ar + 15% CO2
92%Ar + 08% CO2
Energia Imposta na
Soldagem (KJ/mm)
Dureza (HB)
2,1
210 ± 4
1,6
1,3
2,1
1,6
1,3
2,1
1,6
1,3
218 ± 3
235 ± 2
223 ± 4
220 ± 7
263 ± 4
238 ± 7
228 ± 1
242 ± 19
46
5.1.2.1 Tratamento estatístico do Resultado de Dureza na Zona
Fundida
Pode-se visualisar na tabela 10 os dados estatísticos de dureza, que mostram como
essa propriedade mecânica foi influenciada pela energia de soldagem e pelos gases
de proteção. Temos que os valores de P(quando <0,05) asseguram a influencia de
todas as variáveis sobre a dureza.
Tabela 10 - Resultados obtidos para verificar a influencia dos parâmetros observados. DF=Graus de
Liberdade; SS=Soma dos Quadrados; MS=Média dos Quadrados; F=Frequência Observada; P= nível
de significância, R²=Medida de Ajustamento do Modelo.
Fonte
Constante
Proteção
Gasosa
Energia de
Soldagem
Proteção
Gasosa*Energia
de Soldagem
DF
8
2
SS
5979,85
1253,85
MS
747,48
626,93
F
13,7106
11,4993
P
0,0000032
0,0006061
2
3385,85
1692,93
31,0523
0,0000015
4
1340,15
6,1454
0,0026702
335,04
R² = 80%
Pela figura 28 pode-se observar a influência da energia de soldagem na dureza da
zona fundida. Visualisa-se que se tem para o menor valor de menor energia de
soldagem a maior dureza, isso pode ser explicado pelo fato que nessa condição
tem-se uma alta taxa de resfriamento que favorece a formação de microconstituintes
duros.
47
260
255
250
245
Dureza (HB)
240
235
230
225
220
215
210
2,1 kJ/mm
.
1,6 kJ/mm
1,3 kJ/mm
Energia Imposta na Soldagem (kJ/mm)
Figura 28- Variação da dureza em função da Energia Imposta na Soldagem.
Na figura 29 pode-se observar a influência da proteção gasosa na dureza da zona
fundida. A princípio têm-se os maiores valores de dureza para os menores teores de
CO2, isso pode ser explicado pelo fato que nos menores teores de CO2 tem-se a
menor quantidade de ferrita acicular, devido a menor formação de óxidos que são
nucleantes deste microconstituinte.
48
245
240
Dureza (HB)
235
230
225
220
215
210
25% CO2
15% CO2
08% CO2
Proteção Gasosa
Figura 29- Variação da dureza em função da proteção gasosa.
5.1.3 Ensaio de Impacto Charpy no Metal de Solda
Nesta secção será avaliada a influência do gás de proteção e da energia de
soldagem na energia absorvida no impacto pelo metal de solda, através do ensaio
de Charpy realizado no Laboratório de Teste Mecânicos da Arcelor Mittal Tubarão.
Na tabela 11 tem-se o comportamento do corpos-de- prova durante ensaio, onde o
foram avaliados a energia absorvida no impacto e o aspecto da superfície de fratura.
Tabela 11 - Resultados obtidos após o ensaio de impacto para cada amostra do metal de solda de
acordo com as variáveis de soldagem.
Proteção Gasosa
Energia Imposta na
Soldagem (KJ/mm)
75%Ar + 25% CO2
2,1
1,6
1,3
2,1
1,6
1,3
2,1
1,6
1,3
85%Ar + 15% CO2
92%Ar + 08% CO2
Energia
Absorvida no
Impacto (J)
64 ± 4
76 ± 6
63 ± 2
53 ± 4
45 ± 4
35 ± 5
42 ± 1
40 ± 1
43 ± 7
Aspecto
da Fratura
dúctil (%)
67 ± 6
77 ± 6
53 ± 6
37 ± 6
30 ± 10
30 ± 10
20 ± 0
20 ± 0
27 ± 6
49
Na figura 30 pode-se observar as superfícies de fratura dos corpos-de-prova,
corpos
onde a
região opaca se refere à região de fratura dúctil enquanto a região fibrosa e com
maior brilho se refere à região de fratura frágil. Pode-se visualizar também que os
corpos-de-prova a, b e c são os que possuem maior região de fratura dúctil, o que
pode ser associado ao fato destes corpos-de-prova
corpos
prova possuírem uma grande
quantidade de ferrita acicular uma vez que estes foram soldados com uma proteção
gasosa que juntamente com os elementos de
de liga presente no arame utilizado
formam óxidos que são pontos de início da formação deste microconstituinte.
Figura 3030 Aspectos das das fraturas dos CP’s obtidos no
MEV, usado para a avaliação da tenacidade ao impacto do
metal de solda. a=2,1kJ/mm e 25%CO2; b=1,6kJ/mm e
25%CO2; c=1,3kJ/mm e 25%CO2; d=2,1kJ/mm e 15%CO2;
e=1,6kJ/mm e 15%CO2; f=1,3kJ/mm e 15%CO2;
g=2,1kJ/mm e 08%CO2; h=1,6kJ/mm e 08%CO2;
i=1,3kJ/mm e 08%CO2.
50
5.1.3.1 Tratamento Estatístico dos Resultados de Energia
Absorvida no Impacto no metal de Solda
Pela tabela 12 pode-se obeservar os dados estatísticos que mostram a influência da
energia de soldagem e da proteção gasosa na energia absorvida no impacto. Temos
que os valores de P(quando <0,05) asseguram a influencia de todas as variáveis
sobre a energia absorvida no impacto.
Tabela 12 - Resultados obtidos para verificar a influencia dos parâmetros obsevados. DF=Graus de
Liberdade; SS=Soma dos Quadrados; MS=Média dos Quadrados; F=Frequência Observada; P= nível
de significância, R²=Medida de Ajustamento do Modelo.
Fonte
Constante
Proteção Gasosa
Energia de
Soldagem
Proteção
Gasosa*Energia
de Soldagem
DF
8
2
2
SS
4654,80
3850,49
227,65
MS
581,85
1925,25
113,82
F
28,983
95,900
5,670
p-value
0,000
0,000
0,012
4
576,66
144,16
7,181
0,001
R² = 90%
Na figura 31 tem-se que a energia absorvida no impacto foi maior para os maiores
valores de energia de soldagem, o que pode ser explicado pelo fato de terem taxa
de resfriamento mais lento o que favorece a formação de microconstituintes mais
dúcteis. Pode-se observar que na energia de 1,6 kJ/mm a energia absorvida ao
impacto é ligeiramente superior do que a energia 2,5 kJ/mm, isso pode ser explicado
pelo fato de que a tenacidade não está somente relacionada à quantidade de ferrita
acicular, mas também a outros microconstituintes.
51
58
56
Energia Absorvida (J)
54
52
50
48
46
44
42
2,1 kJ/mm
1,6 kJ/mm
1,3 kJ/mm
Energia Imposta na Soldagem(kJ/mm)
Figura 31- Variação da Energia Absorvida no Impacto em função da Energia Imposta na Soldagem.
Na figura 32 pode-se observar que os maiores valores de energia absorvida no
impacto foram para a mistura com o maior teor de CO2. Esse resultado pode ser
consequência da maior porcentagem de ferrita acicular encontrada nas proteções
gasosas com maiores teores de CO2. Maiores teores desse gás levam a uma maior
formação de óxidos que são nucleantes da ferrita acicular.
75
70
Energia Absorvida (J)
65
60
55
50
45
40
35
25% CO2
15% CO2
08% CO2
Proteção Gasosa
Figura 32- Variação da Energia Absorvida no Impacto em função da Proteção Gasosa.
52
Na figura 33 tem-se que os maiores valores de energia absorvida foi proporcional
aos maiores teores de CO2, como citado anteriormente se deve ao fato de maiores
teores desse gás facilitar a formação da ferrita acicular. Na energia de 1,6kJ/mm a
microestrutura tem uma tendência de ser menos dúctil do que na energia de
2,5kJ/mm, pois maiores taxas de resfriamento contribuem para microestruturas mais
frágeis. Na condição utilizando 1,3kJ/mm, os resultados foram semelhantes, apenas
nas menores proporções de CO2 existe uma tendência de inversão nas propriedades
mecânicas. O que pode ser explicado pela quantidade de FA na condição com 8%
CO2 ter probabilidade de ser maior. Já na amostra com 25% CO2 ocorreu uma
redução na ductibilidade que pode ser em função das microestruturas mais frágeis
resultantes de menores taxas de resfriamento.
Pode-se observar na figura 33 que a tenacidade ao impacto não sofre influência
apenas pela quantidade de ferrita acicular. Foi citado anteriormente que uma menor
energia de soldagem contribui para uma maior formação de ferrita acicular, no
entanto, podemos observar que para uma determinada composição de proteção
gasosa, ao se variar os valores de energia de soldagem, houve uma tendência de se
ter no menores valores de energia de soldagem um decréscimo da energia
absorvida no impacto. A princípio isso pode ser explicado pelo fato de ter-se um
balanço entre ferrita acicular e ou microconstituintes, como por exemplo,
microconstituintes frágeis, já que nas menores energias tem-se altas taxas de
resfriamento, condição favorável para sua formação.
53
90
25% CO2
15% CO2
08% CO2
80
Energia Absorvida (J)
70
60
50
40
30
20
2,1
1,6
1,3
Energia Imposta na Soldagem (kJ/mm)
Figura 33- Variação da Energia Absorvida no Impacto em função da Energia Imposta na Soldagem
juntamente com a Variação da Proteção Gasosa.
5.2. Avaliação do Metal de Base
Neste capítulo foram avaliados os resultados obtidos da ZTA dos corpos-de-prova
referente ao aço API 5L X70.
5.2.1 Influência da Variação da Energia de Soldagem na ZTA do
Metal de Base
Através da figura 34 pode-se comparar as micrografias para as diferentes energias
de soldagem.
54
a
b
c
Figura 34- Micrografias da ZTA dos CP's aço API 5L X70- Energia de Soldagem a) 2,1 KJ/mm b)
1,6KJ/mm e c) 1,3KJ/mm.
c
Pode-se observar na figura 34 que os grãos grosseiros estão associados ao maior
nível de energia 2,1 KJ/mm, o que pode ser explicado pelo maior aporte térmico que
o metal de base foi exposto o que leva a uma menor taxa de resfriamento. A uma
diferença significativa do tamanho dos grãos quando se compara a energia de
soldagem de 2,1 KJ/mm com as de 1,6 KJ/mm e 1,3 KJ/mm. Pode-se visualizar
também que entre os níveis de energia 1,6 KJ/mm e 1,3 KJ/mm a diferença do
tamanho dos grãos é praticamente desprezível.
5.2.2 Ensaio de Microdureza da ZTA
Pela figura 35 tem-se que o perfil de microdureza é maior para maiores níveis de
energia. Isso pode ser devido ao fato que um maior aporte térmico pode levar uma
maior transformação de microcontituintes já que se pode alcançar maiores
temperaturas na região de austenização.
55
Figura 35- Perfil de Microdureza do último passe de enchimento para os CP's de aço API 5L X70 em
função da Energia na Soldagem.
5.2.3 Ensaio de Impacto Charpy na ZTA
De acordo com a tabela 14 podemos observar que os maiores valores de energia
absorvida foram para o corpo-de-prova
corpo
prova soldado com menor valor de energia de
soldagem.
Tabela 13 - Valores do Ensaio de Impacto em função da Energia Imposta na Soldagem para a ZTA
do aço API 5LX70.
Proteção
Gasosa
75%Ar + 25%
CO2
Energia Imposta
na Soldagem
(KJ/mm)
2,1
1,6
1,3
Energia
Absorvida no
Impacto (J)
72,0 ± 3
75,0 ± 3
82,0 ± 3
Aspecto
da
Fratura
70 ± 5
80 ± 6
90 ± 5
Podemos associar esse resultado com os tamanhos dos grãos, de acordo com as
micrografias figura 35 temos que os maiores valores de energia absorvido no
56
impacto se apresentaram nos menores tamanhos de grãos da ZTA.
Menores
tamanho de grão são normalmente associados a uma boa tenacidade. Outro
aspecto importante é que de acordo com a tabela (dureza) a dureza foi proporcional
ao tamanho de grãos, assim grãos grandes tendem a ser mais frágeis.
6.
Conclusões
A partir dos resultados obtidos conclui-se que:
•
A quantidade de FA, a dureza e a energia absorvida no impacto sofrem
influencia da energia de soldagem e da proteção gasosa;
•
Uma proteção gasosa com maior teor de CO2 contribui para uma maior
quantidade de FA no metal de solda;
•
Menores energias de soldagem contribuíram para a formação de ferrita
acicular;
•
O microconstituinte FA influenciou nas propriedades mecânicas do metal de
solda;
•
A taxa de resfriamento influenciou na tenacidade da zona fundida;
57
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
1. PETROBRÁS MAGAZINE. Rio de Janeiro: v.7, n.32, 2001.
2. MAGNABOSCO, R.; ROSSETO, L.C. Toughness of two HSLA steel sheets.
Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences and Engineering,
v.25, n.2, p.170-173, 2003.
3. ESTADOS UNIDOS. American Society for Metals. High-strength structural
and high-strength low-alloy steel. 10.ed. Metals handbook: Properties and
selection: Irons, steels and high-performance alloys, 1990. V.1, p.389-423.
4. ESTADOS UNIDOS. Society of Automotive Engineers. High strength low alloy
steel – SAE J410c. SAE handbook, 1972, p.46.
5. AMERICAN PETROLEUM INSTITUTE – API, Specification 5L for Lines Pipes,
44º Ed., Washington: API, 2008.
6. MODENESI, P.J., Marques, P. V., Santos D. B., Introdução à Metalurgia da
Soldagem, Belo Horizonte: UFMG, 2006.
7. Felizardo,
A.Q.,
Bracarense,
A.Q.,
Apostila
e
Anotações
de
Aula.
Universidade Federal de Minas Gerais, Escola de Engenharia, Departamento
de Engenharia Mecânica, Belo Horizonte, 2005.
8. WINSOR, F.J., “Welding of Low –Alloy Steels”. In: ASM Handbook, v. 6, ASM
International, pp 662-673, 1993.
9. CALDEIRA, E. A.; LOURENÇO, P. T.; COSTA, R. O.; BELLON, J. C.;
CARVALHO, R. D.; CETLIN, P. R. Desenvolvimento de aços atendendo a
norma API 5L, no laminador de tiras a quente da companhia Siderúrgica de
tubarão (CST). 60° Congresso Anual da ABM – Internacional, Belo Horizonte,
25 a 28 de Julho de 2005.
10. PARGETER,
R.;
“Arc
weldability
of
microalloyed
steels”
TWI
<http:www.twi.co.uk>. Acessado em: Agosto 2011.
11. AWS, Welding Handbook, “Flux Cored Arc Welding.” 8th ed., Miami-USA.
American Welding Society, v.2, 1991, pp.158.
12. CHAE, Y. M. et al. A New Instantaneous Output Current Control Method for
Inverter Arc Welding Machine. IEEE. p. 521-526. 1999.
13. Breymeier, R. T., Metal Transfer in sigma welding, Welding Journal, May
1952.
58
14. Sindo Kou. Welding Metallurgy. 2ª edição, 2003
15. Bhadeshia, H. K. D H., Bainite in steels, Transformation, Microstructure and
Properties, second edition, University of Cambridge, Cambridge USA .2001
16. Modenesi, P. J., Soldabilidade dos Aços Transformáveis, UNIVERSIDADE
FEDERAL DE MINAS GERAIS, Departamento de Engenharia Metalúrgica e
de Materiais, Belo Horizonte, abril de 2012.
17. FEDELE, R., Soldagem de Tubulações: Metalurgia, Procedimentos e Desafios
, v.58 n. 521, 2002.
18. SICILIANO, F. Materiais para gasodutos aços de alta resistência para dutos
de transporte de gás e petróleo – Tendências atuais. Metalurgia e Materiais,
vol. 64, p. 208-211, maio de 2008.
19. GRIMPE, F. e outros. Development, Production and Application of Heavy
Plates in Grades up to X120. In: 1st International Conference on Super-High
Strength Steels. Proceedings. Associazione Italiana di Metalurgia/Centro
Sperimentali Materiali, Rome, November 2004, 10 p.
20. HILLENBRAND, H. G.; GRFA, M.; KALWA, C. Development and production of
high strength pipeline steels. In: Niobium 2001, dec. 02-05, Proceedings
Orlando: Florida, 2001.
21. VENTRELLA, V. A., Tenacidade ao Impacto do Metal de Solda do Aço API
X70 Soldado com Arame Tubular AWS E-81T1-Ni1, XXIX CONSOLDA –
Congresso Nacional de Soldagem, São Paulo – SP, 2003.