APLICAÇÃO DA TÉCNICA DA DUPLA CAMADA NA SOLDAGEM DO AÇO ABNT 1045 DISSERTAÇÃO APRESENTADA À UNIVERSIDADE FEDERAL DO CEARÁ PARA

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1 UNIVERSIDADE FEDERAL DO CEARÁ CENTRO DE TECNOLOGIA DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA E PRODUÇÃO PROGRAMA DE MESTRADO EM ENGENHARIA E CIÊNCIAS DE MATERIAIS APLICAÇÃO DA TÉCNICA DA DUPLA CAMADA NA SOLDAGEM DO AÇO ABNT 15 DISSERTAÇÃO APRESENTADA À UNIVERSIDADE FEDERAL DO CEARÁ PARA OBTENÇÃO DO TÍTULO DE MESTRE EM ENGENHARIA E CIÊNCIA DE MATERIAIS. AUTOR: ALESSANDRA GOIS LUCIANO DE AZEVEDO ORIENTADOR: PROF. DR. JESUALDO PEREIRA FARIAS FORTALEZA, CEARÁ SETEMBRO DE

2 UNIVERSIDADE FEDERAL DO CEARÁ CENTRO DE TECNOLOGIA DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA E PRODUÇÃO PROGRAMA DE MESTRADO EM ENGENHARIA E CIÊNCIAS DE MATERIAIS AVALIAÇÃO DA TÉCNICA DA DUPLA CAMADA NA RECUPERAÇÃO DE PEÇAS DE AÇO ABNT 15 Dissertação apresenta a Universi Feral do Ceará por: ALESSANDRA GOIS LUCIANO DE AZEVEDO Como parte dos requisitos para obtenção do título Mestre em Engenharia e Ciências Materiais

3 A Deus Ao meu esposo Flávio Alexandre Luciano Azevedo Aos meus pais José Lúcio Gois Filho Rose-Mary Araújo Miran Aos meus irmãos Aos meus tios Máximo Valério Soares Macedo Miranice Bárbara Miran Macedo Aos meus avós

4 AGRADECIMENTOS Ao meu esposo, pela compreensão e carinho, essenciais para o bom anmento ste trabalho. Ao professor e orientador Dr. Jesualdo Pereira Farias, pela amiza, orientação, apoio, compreensão e incentivo para a realização ste trabalho. Ao professor Dr. Lindberg Lima Gonçalves coornador do curso Engenharia e Ciências Materiais, pela dicação ao curso. Ao professor Dr. Hamilton Ferreira Gomes Abreu coornador do Programa Recursos Humanos para o Setor Petróleo e Gás, pela dicação ao programa. Aos professores pós-graduação, pelos ensinamentos. Aos colegas turma, pelo companheirismo. Ao professor M.Sc. Willys Machado Aguiar do Laboratório Ensaios Mecânicos do CEFET-CE, pela amiza, incentivo e apoio estrutural essenciais para o senvolvimento ste trabalho. Ao professor Evaldo Mota do Laboratório Máquinas Operatrizes do CEFET-CE, pelo apoio estrutural. A Dr. Tânia Gues A. Toscano, pela amiza e apoio nos momentos difíceis. Aos amigos Alexandre, Eduardo e Temístocles, pelo incentivo, apoio e momentos scontração. Aos bolsistas do ENGESOLDA-UFC, especialmente ao Cleiton, Moisés e Rodrigo, pela paciência e dicação para a realização ste trabalho. Aos funcionários do Laboratório Máquinas Operatrizes-UFC, Bonfim, Coriro e Geová, pelo apoio. A ANP/PRH-31, pelo apoio financeiro e pela bolsa. Ao CNPq, pelo apoio financeiro.

5 RESUMO O aço ABNT 15 tem aplicação em diversos componentes utilizados na indústria do petróleo. Devido às condições severas serviço, a ocorrência quebras e sgastes nestes equipamentos é freguente. A recuperação é feita utilizando-se um processo solgem. Porém, aços com médio teor carbono exigem cuidos, pois o ciclo térmico solgem promove uma microestrutura eleva dureza e baixa tenaci. Consirando-se este problema, aplicou-se as Técnicas Dupla e Tripla Camas, na solgem do aço ABNT 15, com eletrodos revestidos AWS E e AWS E Para viabilizar o procedimento solgem multipasses os resultados obtidos foram aplicados na execução juntas do tipo semi-v. Realizou-se o amanteigamento em duas camas, utilizando-se quatro relações energia (5/5, 5/1, 1/5, 1/1 kj/cm) para o eletrodo AWS E e cinco (5/5, 5/1, 1/5, 1/1, 1/16 kj/cm) para o eletrodo AWS E Para o eletrodo inoxidável foi realizado também o amanteigamento com três camas utilizando-se três relações energia (5/5/5, 5/1/1 e 1/1/1 kj/cm). Foi feito o levantamento do perfil microdureza ZAC primeira cama do amanteigamento para ca corpo prova semi-v. Para avaliar a eficiência técnica quanto à tenaci foi realizado o ensaio impacto Charpy-V ZAC a temperatura ambiente nas condições como soldo e com TTPS. O entalhe dos corpos prova Charpy foi posicionado na ZAC-GG primeira cama a 1 mm zona ligação (região mais crítica). Foi realizado, também, ensaio impacto Charpy no metal sol, localizando o entalhe na região com maior relação percentual entre as zonas colunar e recristaliza. Concluiu-se que as Técnicas Dupla e Tripla Cama mostraram-se eficientes, pois para to as relações energias aplicas, utilizandose os dois tipos eletrodos, alcançou-se tenaci semelhante à obti nos corpos prova com Tratamento Térmico Pós Solgem e muito superior a tenaci do metal base.

6 ABSTRACT In this study, the double and triple layers technique in the ASTM 15 steel welding was applicad with covered AWS E718-1 and AWS E37-16 electros. Semi-V joints welding were employed in both kinds of technique, and electro. Buttering with two layers were used with five energy ratios: 5/5; 5/1; 1/5; 1/1 and 1/16 kj/cm for the AWS E718-1 electro. In the case of stainless steel AWS electro, the buttering with two and three layers were used in the following energy ratios: 5/5; 5/1; 1/5; 1/1 and 5/5/5; 5/1/1; 1/1/1. It was termined the cross section HAZ microhardness profile of the first layer of the buttering for each semi-v joint. In orr to evaluate the efficiency of the applied technique regarding toughness, it was performed the HAZ Charpy-V impact test at 5ºC in the as weld and after heat treatment conditions. The weld metal Charpy-V toughness in the as weld conditions was also performed at 5ºC. The conclusion of the present study was that the double and triple layer techniques were efficient, since consiring all energy ratios applied, using both types of electros, the as weld HAZ toughness was similar to values obtained for the HAZ after post welding heat treatment, and much larger than values of the base metal toughness.

7 ÍNDICE ÍNDICE... 1 ÍNDICE DE FIGURAS... 3 ÍNDICE DAS TABELAS... 7 CAPÍTULO INTRODUÇÃO... 8 CAPÍTULO... 1 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA CLASSIFICAÇÃO DO AÇO ABNT COMPOSIÇÃO QUÍMICA DO AÇO ABNT TRATAMENTOS TÉRMICOS RECOMENDADOS PARA O AÇO ABNT Normalização Recozimento Têmpera Revenido APLICAÇÕES E PROPRIEDADES MECÂNICAS DO AÇO ABNT SOLDAGEM DE REPARO Solgem com passe único Solgem multipasses FATORES METALÚRGICOS NA SOLDAGEM DOS AÇOS AO C-MN E BAIXA LIGA Preaquecimento Trincas na Sol....7 SOLDAGEM SEM TRATAMENTO TÉRMICO POSTERIOR....8 TESTE DE HIGUCHI TÉCNICA DA DUPLA CAMADA PASSE DE REVENIDO... 3 CAPÍTULO MATERIAIS E MÉTODOS MATERIAIS Eletrodos utilizados Equipamento para solgem Equipamentos para os ensaios metalográficos Equipamentos para os ensaios mecânicos METODOLOGIA Técnica Higuchi Ensaio em Dupla Cama Solgem com Junta Chanfra CAPÍTULO... DISCUSSÃO DOS RESULTADOS....1 TESTE DE HIGUCHI.... ENSAIO EM DUPLA CAMADA Resultados para o Eletrodo E Eletrodo E ENSAIO COM JUNTA SEMI-V E

8 .3. E ENSAIO DE IMPACTO CHARPY-V Eletrodo AWS E Eletrodo AWS E CAPÍTULO CONCLUSÕES CAPÍTULO SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS CAPÍTULO BIBLIOGRAFIA... 1

9 ÍNDICE DE FIGURAS Figura -1 Zonas uma sol com passe único [ apud 13] Figura - Superposições ZACs gerando as zonas frágeis localizas [13] Figura -3 Diagrama Graville Figura - Diagramas TRC durante tratamento térmico (s pontilhas) e durante solgem (s cheias) [17] Figura -5 Crescimento epitaxial na zona. As setas nos grãos do metal base indicam a direção mais fácil crescimento [17]... Figura -6 Diagrama Higuchi para um aço baixo carbono [] Figura -7- Intificação zona dura e macia [] Figura -8 Esquema corpo prova soldo... 7 Figura -9- Superposições s camas [] Figura -1- Esquema s sub-regiões ZAC em uma solgem multipasses [1]. 9 Figura 3-1 Microestrutura original do aço ABNT 15. Ataque: Nital %, 1x Figura 3- Aço ABNT 15 sem ataque. Inclusões sulfeto manganês, x. 33 Figura 3-3- Fonte INVERSAL Figura 3- Posicionador Automático Figura 3-5 Posições s medições dureza nos corpos prova para o teste Higuchi Figura 3-6 Posições s medições em ensaio com dupla cama Figura 3-7 Posição s medições em junta semi-v Figura 3-8- Seqüência posição. (a) preparação junta, (b) amanteigamento sobre a face reta do chanfro, (c) posicionamento e preenchimento junta, (d) posicionamento para a retira dos corpos prova Charpy na ZAC e (e) no metal sol... Figura -1 Aço ABNT 15 temperado. Presença faixas claras. Ataque: nital %, 1X... 3 Figura - Perfil microdureza do Aço ABNT 15 temperado Figura -3 Microestrutura do corpo prova A5 soldo com uma energia 5 kj/cm e eletrodo E Aumento:13X. Ataque: nital %.... Figura - Microestrutura do corpo prova A 1 soldo com energia 1 kj/cm e eletrodo E Aumento: 13X. Ataque: nital %... Figura -5 - Microestrutura do corpo prova A 16 soldo com energia 16 kj/cm e eletrodo E Aumento: 13X. Ataque: nital %... 5 Figura -6 - Microestrutura do corpo prova AI 5 soldo com energia 5 kj/cm e eletrodo E Aumento: 13X. Ataque: nital %... 5 Figura -7 - Microestrutura do corpo prova AI 1 soldo com energia 1 kj/cm e eletrodo E Aumento: 13X. Ataque: nital %... 6 Figura -8 - Microestrutura do corpo prova AI 13 soldo com energia 13 kj/cm e eletrodo E Aumento: 13X. Ataque: nital %... 6 Figura -9 - Perfil microdureza para a energia kj/cm. AWS E Figura -1 - Perfil microdureza para a energia 5 kj/cm. AWS E Figura Perfil microdureza para a energia 6 kj/cm. AWS E Figura -1 - Perfil microdureza para a energia 7 kj/cm. AWS E Figura Perfil microdureza para a energia 9 kj/cm. AWS E Figura -1- Perfil microdureza para a energia 1 kj/cm. AWS E Figura -15 Perfil microdureza para energia 1 kj/cm. AWS E Figura -16 Perfil microdureza para a energia 13 kj/cm. AWS E Figura Perfil microdureza para a energia 16 kj/cm. AWS E Figura Perfil microdureza para a energia kj/cm. AWS E Figura Perfil microdureza para a energia 5 kj/cm. AWS E Figura - - Perfil microdureza para a energia 6 kj/cm. AWS E Figura -1 - Perfil microdureza para a energia 7 kj/cm. AWS E

10 Figura - - Perfil microdureza para a energia 8 kj/cm. AWS E Figura -3 Perfil microdureza para a energia 1 kj/cm. AWS E Figura - - Perfil microdureza para a energia 11 kj/cm. AWS E Figura -5 - Perfil microdureza para a energia 13 kj/cm. AWS E Figura -6 Gráficos Higuchi utilizando o eletrodo AWS E Figura -7 Gráficos Higuchi utilizando o eletrodo AWS E Figura -8 Corpo prova dupla cama AD 5/5. a) Regiões do corpo prova, 13X; b) Região do talhe amplia. ZAC-GG pouco refina, X. Ataque: nital % Figura -9 Corpo prova AD 5/5. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição indica na Figura 3.6, localiza na região entre passes com granulação pouco refina Figura -3 Corpo prova AD 5/1. a) Microestrutura resultante do passe lateral, 13X; b) Detalhe ampliado ZAC-GG, 1X. Ataque: nital % Figura -31 Corpo prova AD 5/1. a) Presença faixa clara, 13X; b) Detalhe ampliado faixa, 5X. Ataque: nital % Figura -3 Corpo prova AD 5/1. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição, localiza na região entre passes com granulação pouco refina Figura -33 Corpo prova dupla cama AD 1/5. a) Regiões do corpo prova, 13X; b) Detalhe ampliado, X. Presença bainita. Ataque: nital % Figura -3 - Corpo prova AD 1/5. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição, localiza na região entre passes com granulação pouco refina Figura -35 Corpo prova AD 1/1. a) ZAC entre passes, 13X. b) Detalhe aumentado. Região ZAC-GG com grão pouco refinado, 1X. Ataque: nital % Figura Corpo prova AD 1/1. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição, localiza na região entre passes com granulação pouco refina Figura Corpo prova dupla cama AD 1/16. a) Regiões do corpo prova, 13X; b) Região amplia. ZAC-GG refina, 1X. Ataque: nital % Figura Corpo prova AD 1/16. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição, localiza na região entre passes com granulação pouco refina Figura -39 Corpo prova dupla cama ADI 5/5. a) Regiões do corpo prova, 13X; b) Região do talhe amplia. ZAC-GG pouco refina, 5X. Ataque: nital % Figura - Corpo prova ADI 5/5. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição, localiza na região entre passes com granulação pouco refina Figura -1 Corpo prova ADI 5/1. a) Efeito do passe lateral, 13X; b) Detalhe ampliado região ZAC-GG, 1X. Ataque: nital % Figura - ZAC-GG do corpo prova ADI 5/1. Ataque: nital %, 1X Figura -3 a) Corpo prova ADI 5/1. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição, localiza na região entre passes com granulação pouco refina Figura - Corpo prova dupla cama ADI 1/5. a) Regiões do corpo prova; b) Detalhe ampliado. Presença bainita. Ataque: nital % Figura -5 - Corpo prova ADI 1/5. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição, localiza na região entre passes com granulação pouco refina Figura -6 Corpo prova ADI 1/1. a) Regiões do corpo prova, 13X; b) Detalhe ampliado. ZAC-GG com grãos pouco refinados, 1X. Ataque: nital %.69

11 Figura -7 - Corpo prova ADI 1/1. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição, localiza na região entre passes com granulação pouco refina Figura -8 - Corpo prova dupla cama ADI 13/1. a)regiões do corpo prova, 13X; b) Região amplia. ZAC-GG pouco refina, 1X. Ataque: nital % Figura -9 - Corpo prova ADI 13/1. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição, localiza na região entre passes com granulação pouco refina Figura -5 Corpo prova dupla cama AV 5/5. a) Regiões do corpo prova, 13X; b) Região do talhe amplia. ZAC-GG pouco refina, 1X. Ataque: nital % Figura -51 Corpo prova AV 5/5. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição Figura -5 Corpo prova AV 5/1. a) Efeito do passe lateral, 13X; b) Detalhe ampliado. ZAC-GG, 1X. Ataque: nital % Figura -53 a) Gráfico microdureza corpo prova AV 5/1. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição Figura -5 Corpo prova dupla cama AV 1/5. a) Regiões do corpo prova; b) Detalhe ampliado. Presença bainita. Ataque: nital % Figura -55 ZAC-GG do corpo prova AV 1/5. Ataque: nital %, 1X Figura -56 Corpo prova AV 1/5. na posição 1 Figura 3-6; b) na posição Figura -57 Corpo prova AV 1/1. a) ZAC entre passes, 13X. b) Detalhe aumentado. Região ZAC-GG com grão pouco refinado, 1X. Ataque: nital % Figura Gráfico microdureza corpo prova AV 1/1 na posição 1 Figura Figura Corpo prova dupla cama AV 1/16. a)regiões do corpo prova, 13X; b) Região amplia. ZAC-GG pouco refina, 1X. Ataque: nital % Figura -6 - Corpo prova AD 1/16. a) Gráfico microdureza na posição 1 Figura 3-6; b) Gráfico microdureza na posição Figura -61 Corpo prova dupla cama AVI 5/5. a) Regiões do corpo prova, 13X; b) Região do talhe amplia. ZAC-GG pouco refina, 1X. Ataque: nital % Figura -6 Corpo prova AVI 5/5. a) Gráfico microdureza na posição 1 Figura 3-6; b) Gráfico microdureza na posição Figura -63 Corpo prova AVI 5/1. a) Efeito do passe lateral; b) Detalhe ampliado, 13X. Região ZAC-GG, 1X. Ataque: nital % Figura -6 a) Corpo prova AVI 5/1. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição Figura -65 Corpo prova dupla cama AVI 1/5. a) Regiões do corpo prova, 13X; b) Detalhe ampliado, 1X. Ataque: nital % Figura Corpo prova AVI 1/5. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição Figura -67 Corpo prova AVI 1/1. a) Regiões do corpo prova, 13X; b) Detalhe ampliado.zac-gg com grãos pouco refinados, 1X. Ataque: nital %. 83 Figura Corpo prova AVI 1/1. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição Figura Corpo prova dupla cama AVT 5/5/5. a) Regiões ZAC, 13X; b) Região amplia. ZAC-GG pouco refina, 1X. Ataque: nital %... 8 Figura -7 - Corpo prova AVT 5/5/5. a) na posição 1 Figura 3-6; b) na posição Figura Corpo prova dupla cama AVT 5/1/1. a) Regiões do corpo prova, 13X; b) Região amplia. ZAC-GG pouco refina, 1X. Ataque: nital %

12 Figura -7 - Corpo prova AVT 5/1/1. a) na posição 1 Figura Figura Corpo prova dupla cama AVT 1/1/1. a) Regiões ZAC, 13X; b) Região amplia. ZAC-GG pouco refina, 1X. Ataque: nital % Figura -7 - Corpo prova AVT 1/1/1. a) na posição 1 Figura 3-6. b) microdureza na posição Figura -75 Comparativo energia impacto Charpy em corpos prova com e sem TTPS, soldos com diferentes relações energia e do material base como recebido Figura -76 Metal base. Fratura frágil. Presença inclusões MnS Figura -77 Aspecto fratura do corpo prova Charpy do metal base como recebido. Inclusões próximas ao entalhe, 1X Figura -78 Aspectos s fraturas dos corpos prova Charpy s juntas semi-v. a) AV 5/5 sem TTPS; b) AV 5/5 com TTPS; c) AV 5/1 sem TTPS; d) AV 5/1 com TTPS; e) AV 1/5 sem TTPS; f) AV 1/5 com TTPS; g) AV 1/1 sem TTPS; h) AV 1/1 com TTPS; i) AV 1/16 sem TTPS; j) AV 1/16 com TTPS. 5X Figura -79 Corpo prova AV 5/5. a) sem TTPS. Região mista, com presença dimples e facetas clivagem. Inclusão sulfeto manganês; b) com TTPS.Região fibrosa... 9 Figura -8 - Corpo prova AV 5/1. a) sem TTPS. Região frágil. Presença inclusão. ; b) com TTPS. Região frágil. Facetas clivagem Figura Corpo prova AV 1/1. a) sem TTPS. Região fibrosa com presença dimples e facetas clivagem; b) com TTPS. Escorregamento e facetas clivagem Figura -8 - Corpo prova AV 1/16. a) sem TTPS; b) com TTPS. Região fibrosa com presença inclusões sulfeto manganês Figura -83 Posição do entalhe na ZAC-GG. Vista superior. AV 5/1 tratado. 5X. Ataque: nital % Figura -8 Comparativo energia impacto Charpy em corpos prova com e sem TTPS, soldos com diferentes relações energia e do material base como recebido... 9 Figura -85 Aspecto do metal base do corpo prova AVT 5/1/1 tratado. Aumento: 1X. Ataque: nital % Figura -86 Aspectos s fraturas dos corpos prova Charpy s juntas semi-v. a) AVI 5/5 sem TTPS; b) AVI 5/5 com TTPS; c) AVI 5/1 sem TTPS; d) AVI 5/1 com TTPS; e) AVI 1/5 sem TTPS; f) AVI 1/5 com TTPS; g) AVI 1/1 sem TTPS; h) AVI 1/1 com TTPS; i) AVT 5/5/5 sem TTPS; j) AVT 5/5/5 com TTPS; l) AVT 5/1/1 sem TTPS; m) AVT 5/1/1 com TTPS; n) AVT 1/1/1 sem TTPS; o) AVT 1/1/1 com TTPS Figura -87 Corpo prova AVI 5/5. a) sem TTPS; b) com TTPS Figura Corpo prova AVI 5/1. a) sem TTPS; b) com TTPS. Região frágil Figura Corpo prova AVI 1/1. a) sem TTPS; b) com TTPS. Região escorregamento Figura -9 - Corpo prova AVT 5/5/5. a) sem TTPS; b) com TTPS. Região fibrosa Figura Corpo prova AVT 5/1/1. a) sem TTPS; b) com TTPS Figura -9 - Corpo prova AVT 1/1/1. a) sem TTPS; b) com TTPS

13 ÍNDICE DAS TABELAS Tabela 1 Composição química do aço ABNT 15 (% em massa) [6]... 1 Tabela Propries Mecânicas do aço ABNT 15 [8] Tabela 3 Microestrutura do aço ABNT 15 vido a solgem e ao tratamento térmico [17] Tabela Composição química do metal base (% em massa) Tabela 5 Composição química dos eletrodos segundo fabricante (% em massa) Tabela 6- Parâmetros solgem para o Teste Higuchi AWS E Tabela 7 - Parâmetros solgem para o Teste Higuchi - AWS E Tabela 8 - Parâmetros solgem para o ensaio dupla cama. E Tabela 9 - Parâmetros solgem para o ensaio dupla cama. E Tabela 1 Parâmetros solgem do amanteigamento para E Tabela 11 Parâmetros solgem do amanteigamento para E Tabela 1 Parâmetros solgem para o preenchimento junta... 1 Tabela 13 Valores reforço e penetração para E Tabela 1 - Valores reforço e penetração para E Tabela 15 Valores para as diversas relações energia para E Tabela 16 - Valores para as diversas relações energia para E Tabela 17 Relações energia selecionas para os eletrodos E e E Tabela 18 Resultados do Ensaio Impacto Charpy-V utilizando AWS E Tabela 19 Resultados do Ensaio Impacto Charpy-V utilizando AWS E

14 CAPÍTULO 1 1 Introdução O aço ABNT 15 é empregado em diversos componentes indústria do petróleo, tais como eixos ventiladores e bombas s torres stilação. Devido a severas condições serviço, ocorre com freqüência a quebra ou sgaste stes eixos. Nestes casos, utiliza-se o processo solgem com eletrodo revestido para a realização do reparo. No entanto, esses aços são temperáveis e produzem martensita quando austenitizados e resfriados rapimente, sendo necessário um tratamento térmico posterior à solgem. Tais tratamentos térmicos, muitas vezes, tornam-se inviáveis vido a questões técnicas (o tamanho excessivo peça, por exemplo) e aos custos envolvidos na operação. Em alguns casos, o equipamento po ficar fora uso por um longo período, o que penndo sua localização, como o eixo uma bomba torre stilação, por exemplo, po ocasionar numa para refinaria. Dados ULUB, refinaria óleo LUBNOR, apontam para um prejuízo até US$ 5 mil/dia para. Refinarias maior porte pom chegar a este valor por hora para. Uma técnica que tem sido bastante estu, para realização do reparo com sol, é a técnica dupla cama, on, através aplicação uma relação aqua energias solgem entre as duas camas, procura-se obter uma sobreposição dos ciclos térmicos, tal forma que ocorra revenimento e refino na zona afeta pelo calor do primeiro passe. A técnica dupla cama foi emprega em vários trabalhos voltados para o setor petróleo e gás. Cita-se a seguir, alguns exemplos. No reparo aços 5Cr-,5Mo [1], utilizados em vasos pressão a altas temperaturas e altas pressões hidrogênio. Conseguiu-se melhora na tenaci ste aço com a aplicação técnica. Em aços ABNT 1 [], utilizados na fabricação elementos máquinas alta resistência. Conseguiram-se melhoras na tenaci ZAC. Em aços ABNT 3 [3], também utilizados na fabricação elementos máquinas alta resistência. Alcançaram-se bons resultados tenaci utilizando-se uma relação energia :1. 8

15 Na solgem dissimilar do aço CA - 6NM, senvolvido por Henke []. São aços utilizados para a fabricação rotores turbinas hidráulicas vido as suas características resistência mecânica e resistência à cavitação. A técnica dupla cama não se mostrou aqua para esse aço. Apesar do avanço técnica dupla cama, ain existem dificuls na escolha dos critérios aquados para a realização solgem e falta dos sobre o sempenho em serviço dos componentes reparados. Com este trabalho, preten-se contribuir com o avanço utilização Técnica Dupla Cama, na solgem e recuperação peças aços ao C-Mn e baixa liga. O seu objetivo principal é avaliar a aplicação Técnica Dupla Cama para o aço ABNT 15, empregando o processo solgem com eletrodo revestido. 9

16 CAPÍTULO Revisão Bibliográfica.1 Classificação do aço ABNT 15 O aço ABNT 15 segundo a NBR 17/ é classificado como aço para construção mecânica, ao carbono e especial. Esta última consiração ve-se às exigências ensaio impacto no estado temperado e revenido [5].. Composição química do aço ABNT 15 De acordo com a norma NBR NM 87/, que estabelece as composições químicas dos aços para construção mecânica, o aço ABNT 15 ve apresentar a composição química scrita na Tabela 1. Tabela 1 Composição química do aço ABNT 15 (% em massa) [6]. C Mn Pmáx. Smáx. Si,3-,5,6-,9,,5,1-,6.3 Tratamentos Térmicos Recomendos para o aço ABNT 15 Os aços construção ao carbono quase sempre são utilizados no estado fornecimento sem qualquer tratamento térmico. Com a intenção se obter melhores características para a peça, no entanto, recorre-se a tratamentos térmicos convencionais, como os citados a seguir [7]..3.1 Normalização Aquecer entre 8 a 87 ºC, manter, em média, por minutos por ca centímetro espessura peça nesta faixa temperatura e resfriar ao ar..3. Recozimento Aquecer entre 65 e 7 ºC, manter, em média, por minutos por ca centímetro espessura peça nesta faixa temperatura e resfriar no forno..3.3 Têmpera Aquecer entre 8 a 85 ºC, manter nesta faixa temperatura por 5 a 1 minutos por ca centímetro espessura peça e resfriar em água. 1

17 .3. Revenido Aquecer a peça entre 53 a 67 ºC e permanecer nesta temperatura por no mínimo 1 hora.. Aplicações e propries mecânicas do aço ABNT 15 O aço ABNT 15 é utilizado, ntre outras aplicações, em eixos bombas s torres stilação e em eixos ventiladores que são empregados nas refinarias do setor petróleo e gás, geralmente sofrendo sgaste vido ao ambiente agressivo ao qual são expostos. Devido o aço ABNT 15 apresentar entre,3 a,5% carbono, quando submetido a ciclos térmicos solgem senvolve eleva dureza na zona afeta pelo calor (ZAC) e apresenta baixa resistência ao revenimento. A Tabela mostra as propries mecânicas do aço ABNT 15 em função temperatura revenimento. Tabela Propries Mecânicas do aço ABNT 15 [8]. Temperatura Revenido ºC Limite resistência à tração (MPa) Alongamento Em 5 mm (%) Estricção (%) Brinell (HB) Solgem reparo A realização solgem reparo segue o mesmo princípio solgem fabricação, embora sejam necessários cuidos extras no que diz respeito a sua execução [9]. Às vezes, existem restrições à utilização do procedimento solgem original vido ao componente não por ser movido, impedindo que a solgem seja realiza na posição plana ou impossibilitando o uso tratamento térmico posterior à solgem (TTPS). Ain há restrições quando, após a solgem um equipamento em campo é necessário um TTPS e este tratamento torna-se inviável. 11

18 Na ausência um tratamento térmico pós-solgem, existem técnicas para o refino grão que provocam melhorias no nível tenaci ZAC. Quanto ao metal sol, vem ser utilizados consumíveis que resultem numa microestrutura contendo ferrita acicular, ou ve ser utiliza uma técnica solgem multipasses que permita obter uma estrutura refina [1]. A ação do ciclo térmico solgem provoca alterações microestruturais ao metal base original. Quando se trata sol com um passe só os problemas gerados por estas alterações microestruturais só pom ser solucionados através tratamentos térmicos pós-solgem. Na solgem multipasses as referis regiões sol são submetis a ciclos térmicos múltiplos vido aos vários passes. Isto provoca novas alterações nas microestruturas stas regiões. Neste caso, o calor gerado pelo ciclo térmico um passe po ser aproveitado para fazer um tratamento térmico no passe anterior, evitando muitas vezes o tratamento pós-solgem []..5.1 Solgem com passe único Na solgem com passe único, a sol é dividi em três regiões: zona fundi (ZF) constituí pelo metal fundido; zona ligação (ZL), constituí por uma estreita região on ocorre uma parcial do metal base junto à zona fundi e a zona afeta pelo calor (ZAC), região do metal base que sofreu alterações microestruturais causas pelo calor solgem. A ZAC dos aços po ain ser subdividi nas regiões scritas a seguir [, 11, 1], Ilustras na Figura -1. ZAC grãos grossos (ZAC-GG) trata-se região adjacente à ZL, que é aqueci a temperaturas entre 1 e 15 C, transformando-se totalmente em austenita. Devido à eleva veloci aquecimento provoca pelos ciclos térmicos solgem, as temperaturas são diferentes s corresponntes temperaturas obtis pelo diagrama transformação (A C1 e A C3 ). As temperaturas próximas à ZL estão bem acima temperatura A C3, isso provoca um super aquecimento austenita, resultando em uma microestrutura grãos grosseiros eleva temperabili. ZAC grãos finos (ZAC-GF) Esta região é aqueci entre 9 e 1 C. e é caracteriza pelo seu menor tamanho grão. Quanto mais afasta ZL, menor o tamanho grão austenita, o que reduz a sua temperabili e po causar a sua transformação em ferrita produzindo 1

19 uma microestrutura refina, tendo grãos menores do que os do metal base, corresponndo à microestrutura típica do aço normalizado e com boa tenaci. ZAC intercrítica (ZAC-IC) região ZAC aqueci entre A C1 e A C3. Nesta faixa temperatura a microestrutura correspon a uma mistura austenita, ferrita e constituintes não transformados. Ocorre refino grão ao final do resfriamento. ZAC subcrítica (ZAC-SC) Encontra-se entre 5 e 7 C. Como a temperatura pico é menor do que A C1 não são observas munças estruturais visíveis. Na solgem dos aços temperáveis, o aporte térmico provoca um revenimento na microestrutura. Figura -1 Zonas uma sol com passe único [ apud 13]. O pico temperatura zona fundi exce o ponto do metal base. A composição química do metal sol pen escolha dos consumíveis, taxa diluição do metal base e s condições solgem. Com a alta veloci resfriamento e solidificação solgem, os elementos liga e as impurezas pom segregar para as regiões interndríticas ou intercelulares e para o centro sol, resultando numa composição química localmente heterogênea. Com isso, o comportamento transformação do metal sol, em função dos ciclos térmicos solgem, po ser bastante diferente do metal base []. A composição química ZAC permanece inaltera por uma larga faixa on o pico temperatura não atingiu o ponto do metal base. Tovia, ocorre 13

20 uma munça consirável na microestrutura durante a solgem vido ao severo ciclo térmico. O metal imediatamente vizinho à zona fundi é aquecido ntro do campo austenítico, on, os precipitados que se formaram em processos anteriores são geralmente dissolvidos. Desta forma, o papel exercido por eles, evitar o crescimento do grão austenita em temperaturas elevas (efeito cinturão), ixa existir e a austenita experimenta um substancial crescimento grão, produzindo a região grosseira ZAC. O tamanho médio do grão austenítico, que é função do pico temperatura atingido, cresce com o aumento distância zona fundi []..5. Solgem multipasses A solgem multipasses é mais complexa vido à presença zonas reaquecis ntro zona fundi, conforme mostra a Figura -. O refino parcial microestrutura pelo passe subseqüente aumenta a heterogenei na microestrutura e nas propries mecânicas peça sol. A reaustenitização e o aquecimento subcrítico pom ter um profundo efeito nas subseqüentes estruturas e propries ZAC. A diminuição tenaci relaciona-se com pequenas regiões ntro ZAC-GG, com ductili limita e baixa resistência à clivagem, sendo conhecis como zonas frágeis localizas (ZFL). Estas zonas são constituís por várias outras zonas como a ZAC-GG inaltera, ZAC-GG reaqueci intercriticamente (ZAC-GGRI) e ZAC-GG reaqueci subcriticamente (ZAC-GGRS) []. Próximo à zona ligação, as ZFLs pom estar as, como mostra o talhe na Figura -. Este amento facilita a propagação trincas, consirando-se que muitas fraturas ocorrem ao longo zona ligação [13]. A solgem multipasses apresenta algumas vantagens sobre a solgem passe único, que serão scritas a seguir [1]. Devido aos ciclos térmicos reaquecimento, ca passe subseqüente provoca uma normalização e um refino dos grãos cama anterior. O ciclo térmico provoca revenimento no metal sol, diminuindo as tensões residuais do passe anterior. Devido ao calor gerado pelos ciclos térmicos do passe anterior ocorre uma redução taxa resfriamento do metal base. A técnica dupla cama é uma s principais alternativas reparo por solgem multipasses, que objetivam dispensar o TTPS. Tal técnica é realiza através procedimentos solgem especificados e controlados, aproveitando os ciclos térmicos solgem para tratar termicamente a ZAC do metal base, 1

21 modo a obter uma microestrutura aqua, com os requisitos mínimos tenaci e dureza máxima. Esses requisitos são finidos com o objetivo garantir a integri dos componentes reparados e ain prevenir a fratura frágil, as trincas reaquecimento e as trincas corrosão sob tensão [1]. Figura - Superposições ZACs gerando as zonas frágeis localizas [13]..6 Fatores Metalúrgicos na solgem dos aços ao C-Mn e baixa liga A temperabili, as microestruturas do metal sol, as microestruturas ZAC, a composição química do aço e a presença inclusões não metálicas são alguns dos fatores metalúrgicos na solgem dos aços. A seguir, serão abordos os principais fatores metalúrgicos que vem ser observados na solgem. 1. Temperabili A temperabili tem sido usa como um indicador solbili e como um guia para a seleção materiais e processos, forma a evitar um excessivo endurecimento e, conseqüentemente, a ocorrência trincas na ZAC. Aços com alta temperabili proporcionam uma eleva fração volumétrica martensita na ZF e 15

22 na ZAC. Como se sabe, penndo do seu teor carbono, essa microestrutura po ser altamente susceptível a trincas induzis por hidrogênio [9]. Várias equações empíricas foram senvolvis experimentalmente para expressar a solbili dos aços. Equações do carbono equivalente (CE) foram as primeiras expressões utilizas para estimar a susceptibili a trincas do aço no processo solgem e também para terminar a necessi preaquecimento e pós-aquecimento para evitar estas trincas. Estas equações contemplam os efeitos diversos elementos químicos na temperabili do aço. O International Institute of Welding IIW propôs a seguinte equação para o carbono equivalente: Mn Ni + Cu Cr + Mo + V CE IIW = C (1) Observando a Equação 1, percebe-se que o carbono é o elemento que mais afeta a solbili do aço. Além do carbono equivalente, ve-se consirar também o nível tensão atuantes na região sol. Isto se torna especialmente crítico quando as peças a serem sols apresentam grans espessuras. O diagrama Graville [15], representado na Figura -3, mostra a susceptibili a trincas induzis por hidrogênio em função do teor carbono e do carbono equivalente. Nessa figura a zona I é própria dos aços baixo carbono e baixa temperabili, os quais não são muito susceptíveis a trincas induzis por hidrogênio. Na zona II os aços têm carbono mais alto que os zona I, mas ain apresentam baixa temperabili, sendo, portanto, possível evitar microestruturas sensíveis a trincas pelo controle do resfriamento ZAC. Isso po ser alcançado através do controle energia solgem e utilização preaquecimento. Na zona III, os aços têm elevados teores carbono e a temperabili alta, pondo facilmente produzir microestruturas sensíveis às trincas. Para se evitar as trincas induzis por hidrogênio nessa zona, ve-se usar processos baixo hidrogênio, preaquecimento e tratamento térmico pós-solgem [ apud 18]. 16

23 Figura -3 Diagrama Graville. Através Figura -3, observa-se que os aços com médio teor carbono se enquadram na zona II, requerendo, portanto, um controle resfriamento ZAC quando soldos. Os aços baixo carbono, espessuras finas, são facilmente soldos. Quando se trata aços grans espessuras, são necessários alguns cuidos vido a maior veloci resfriamento possibilitar a formação microestruturas frágeis. Os aços menos susceptíveis a trincas induzis por hidrogênio estão situados no canto inferior esquerdo Figura -3, zona I. Essa figura representa a temperabili dos aços. Existem vários outros aspectos solbili a serem consirados [13]. Os aços com carbono equivalentes menor que,5%, uma forma geral, não apresentam problemas trincas, on o uso do preaquecimento torna-se dispensável. Quando o carbono equivalente encontra-se entre,5 e,6%, é provável a ocorrência trincas na solgem, sendo recomendo um preaquecimento na faixa 95 a o C. Para um carbono equivalente maior que,6%, existe uma alta probabili haver trincas na sol, requerendo, portanto, preaquecimento e tratamento térmico pós-solgem para se obter uma sol saudável [13]. A estrutura ZAC granulação grosseira um do aço po ser prevista com a utilização diagramas Transformação Resfriamento Contínuo (TRC) senvolvidos especialmente para a solgem. Eles são semelhantes aos diagramas TRC usuais, exceto pela sua eleva temperatura austenitização, em torno 1ºC. O diagrama TRC para a ZAC apresenta características que afetam o tamanho 17

24 do grão austenítico e sua homogenei, dificultando a sua aplicação para prever a microestrutura ZAC uma sol real [16]. Na Figura - tem-se o diagrama TRC para o aço ABNT 15. Percebe-se que próximo à temperatura início transformação martensita, M I, para uma mesma taxa resfriamento, a curva transformação para solgem sloca-se para direita em relação à curva transformação tratamento térmico, sta maneira, a probabili formar martensita neste aço é maior na solgem do que durante o tratamento térmico. Um exemplo, mostrado na Tabela 3, com dos retirados Figura -, indica que para uma taxa resfriamento 3 C/s, po ser obtido 9% martensita na solgem e somente 69% no tratamento térmico. Isto po estar relacionado ao crescimento grão austenita que po acontecer durante a solgem, diminuindo a área contorno grão disponível para a nucleação dos constituintes intermediários durante o resfriamento [17]. Figura - Diagramas TRC durante tratamento térmico (s pontilhas) e durante solgem (s cheias) [17]. Tabela 3 Microestrutura do aço ABNT 15 vido a solgem e ao tratamento térmico [17]. Taxa Resfriamento ( C/s) Ferrita Microestrutura (%) Perlita+estrutura Martensita intermediária 5(1) a 95(9) () (7) 9(7) 3 1(1) 7(3) 9(69) 6 () () 98(98) a- Os valores entre parênteses referem-se ao percentual fase para o tratamento térmico. A posição do diagrama TRC é um indicativo temperabili do aço, conseqüentemente, sua solbili. Quanto mais para a direita o diagrama 18

25 estiver posicionado mais fácil será a formação martensita, portanto, pior a solbili. A composição química do metal base, o tamanho do grão austenita e a sua homogenei são os fatores que influenciam na posição do diagrama TRC. Consirando-se à composição química do aço, todos os elementos tradicionalmente utilizados na fabricação dos aços, exceto o cobalto, slocam o diagrama para a direita, como aumentam o tempo incubação austenita, retarm o início transformação em produtos como ferrita e perlita, facilitando, assim, a formação martensita [, 13, 18]. Os contornos grãos constituem um local preferencial para a nucleação novas fases. Quanto maior o tamanho do grão austenítico menor a quanti contorno por uni volume, portanto, maior o tempo incubação austenita e maior a temperabili do aço. Este fato justifica a facili ZAC-GG em formar martensita. Uma austenita não homogênea, com carbonetos, carbonitretos, nitretos, óxidos e sulfetos não dissolvidos, apresenta um tempo incubação menor, influindo sobre a posição do diagrama TRC, pois estas heterogeneis funcionam como sítios para a nucleação ferrita. O resfriamento rápido tem o mesmo efeito dos elementos que aumentam a temperabili. O oposto ocorre quando uma baixa veloci resfriamento atua num terminado ponto sol, favorecendo a nucleação ferrita em sítios existentes, diminuindo, assim, a possibili formação martensita. Uma vez que a veloci resfriamento varia ponto a ponto na ZAC e ca curva resfriamento cruza o diagrama em locais específicos, a ZAC apresenta microestruturas diferentes a ca ponto. Próximo à, na solgem dos aços ao C-Mn e baixa liga as microestruturas prováveis são martensita e bainita para um carbono equivalente aquado [ apud 13].. Microestrutura do Metal Sol As condições em que ocorre a solidificação do metal sol penm forma poça e composição química do metal sol. A forma poça pen relação entre a veloci solgem e a veloci solidificação. A energia solgem termina o volume metal fundido, a taxa diluição, a intensi s reações físico-químicas metalúrgicas e, portanto, a composição química do metal sol, bem como as condições térmicas em que a solidificação ocorre [ apud 13]. 19

26 A composição química do metal sol, o gradiente temperatura, a forma poça, a veloci resfriamento e a veloci solidificação são fatores inter-relacionados com a energia solgem, que afetam a microestrutura do metal sol e a tolerância sol a trincas a quente. Durante a solgem, o metal base é banhado pelo metal fundido poça na zona ligação e sendo composição similar, age como um substrato ial sobre o qual o crescimento do sólido po ocorrer. Assim, ocorre o prolongamento fase sóli, porque os átomos do líquido meramente liberam seu calor latente e ocupam sua posição na estrutura cristalina local. Este mecanismo solidificação é conhecido como crescimento epitaxial, ilustrado na Figura -5 [17]. Figura -5 Crescimento epitaxial na zona. As setas nos grãos do metal base indicam a direção mais fácil crescimento [17]. Deste crescimento resulta uma estrutura grãos colunares grans facilitam a propagação trincas. O crescimento epitaxial colunar é particularmente prejudicial em sols multipasses, on os grãos pom se estenr uma cama sol para outra. A forma alonga uma poça produz grãos colunares largos que se encontram no centro do cordão sol e formam um ângulo elevado com a centro do cordão. A propagação trincas ocorre ao longo ssa centro, vido às impurezas, que segregam para essa região, à concentração tensões nas inclusões e ain, às tensões contração senvolvis na solidificação [, 17]. O metal sol um aço po sofrer várias reações após a solidificação, que são influencias, principalmente, pela sua composição química e pelo ciclo térmico imposto ao metal sol. Por exemplo, nos aços estruturais o metal sol

27 se solidifica na forma ferrita δ. Na temperatura peritética ocorre uma reação peritética on o líquido remanescente mais a ferrita δ se transformam em austenita. Continuando o resfriamento a austenita se transforma em ferrita α. Durante esta transformação, primeiro forma-se a ferrita proeutetói ao longo dos contornos dos grãos austenita, conheci como ferrita contorno grão. Em segui senvolve-se a ferrita com placas laterais em forma longas ripas que se projetam na forma alotriomorfa [, 11, 19]. Durante a formação ferrita proeutetói, o carbono é rejeitado continuamente fase ferrítica, enriquecendo a austenita remanescente que, mais adiante, se transforma numa varie constituintes tais como: martensita (escorrega ou macla), bainita (superior e inferior) e perlita. Po, ain, no final do processo, restar uma parte austenita não transforma, nomina austenita reti ou residual [ apud 13]. 3. Microestruturas Zona Afeta pelo Calor ZAC A microestrutura ZAC resulta s transformações estruturais do metal base ocasionas pelos ciclos térmicos e formações associas com a solgem. A ZAC é uma região localiza entre a zona ligação e o metal base não afetado pelo ciclo térmico solgem (Figura -1). A sua largura po ser termina pela equação abaixo: T M 1,13 ρ C e Y = T E O liq + T f 1 T O () On, Y = largura ZAC, mm. T M = temperatura máxima a uma distância Y, º C. T O = temperatura preaquecimento, ºC. T f = temperatura ou temperatura líquidus, ºC. e = espessura peça, mm. ρc = calor específico volumétrico, J/mm 3 º C 1

28 E liq = energia solgem, J/mm, pela equação 3: On: E liq U I = ηt (3) v s U = tensão solgem (V); I = corrente solgem (A); v s = veloci solgem (mm/s) η T = rendimento térmico do processo. A temperatura crescimento grão do metal base e o ciclo térmico solgem são uns dos principais fatores que controlam o tamanho grão austenítico.a região granulação grosseira correspon a porções do metal base aquecis acima sua temperatura crescimento grão, tendo uma microestrutura caracteriza pelo seu tamanho grão austenítico e sua estrutura secundária resultante composição austenita. Com relação ao ciclo térmico, quanto maior for a energia solgem mais grosseira será a granulação sta região e maior a sua extensão [16]. O tipo microestrutura ZAC granulação grosseira (ZAC-GG) pen dos teores carbono e elementos liga no aço, do tamanho do grão austenítico e veloci resfriamento. A região ZAC-GF encontra-se logo após a ZAG-GG e é caracteriza por uma estrutura grãos refinados. Não é uma região consira problemática para a maioria dos aços, exceto para os temperados e revenidos, pois po apresentar menor resistência mecânica que o metal base. A região intercrítica (ZAC-IC), posiciona após a ZAC-GF, em corrência elevas temperaturas possui uma parte sua estrutura transforma em austenita que em função veloci resfriamento po transformar-se em martensita. A região subcrítica (ZAC-SC) apresenta uma pequena esferoidização perlita. Em aços temperados e revenidos po ocorrer um super revenimento ZAC ocasionando numa ZAC-IC mais extensa com dureza menor do que a do metal base [ apud 16].

29 .6.1 Preaquecimento Temperatura preaquecimento é a temperatura em que to a peça ou parte sta, on a sol será realiza, é coloca antes do início operação solgem [16]. Assim como a energia solgem, a utilização preaquecimento provoca uma diminuição na veloci resfriamento e nos gradientes térmicos. A veloci resfriamento (Vr) numa termina região ZAC po ser expressa pelas Equações e 5 abaixo [13]. ( Tc To) liq π k Vr = Chapa grossa () E e Vr = π k ρ C ( Tc To) 3 Chapa fina (5) E liq On: Vr = veloci resfriamento na temperatura Tc ( o C); k = condutivi térmica do material (J/mm.s. o C); Tc = temperatura interesse ( o C) To = temperatura preaquecimento ( o C); e = espessura peça ; ρ.c = calor específico volumétrico (J/mm 3 ); E liq = energia solgem (J/mm) pela Equação 3 O critério para a finição chapa grossa ou fina é do pela Equação 6 abaixo [13]. ( Tc To) ρ C τ = e (6) E liq Quando τ >,9 consira-se a chapa grossa e quando τ <,6 a chapa é consira fina. Para valores entre,6 e,9 a situação é consira infini e neste caso sugere-se o cálculo veloci resfriamento nos dois casos para pois se escolher a mais segura para o material. 3

30 Uma eleva temperatura preaquecimento diminui a veloci resfriamento e a quanti fases duras no metal sol. Na solgem aços temperáveis, a terminação veloci resfriamento crítica (Vrc) é muito importante para que não ocorram trincas no metal base. Esta veloci po ser expressa pela Equação 7 [19]. Vrc o ( F / s) 6,598 = 16,6 (7) ( CE,37) IIW Observa-se que quanto maior o carbono equivalente do aço, menor é a veloci crítica permiti; que com carbono equivalente menor ou igual a,3, o aço não apresenta problemas com o resfriamento rápido. Quando é aplicado o preaquecimento, a veloci resfriamento diminui, pondo ser menor que a veloci Vrc, evitando a formação trincas na sol. A temperatura ial preaquecimento para evitar a formação martensita é cerca 5 o C acima temperatura início formação martensita [19]. Após a solgem, o material permanecendo um certo tempo nessa temperatura possibilita a transformação austenita em bainita resultando num menor nível tensões internas..6. Trincas na Sol As trincas são consiras uns dos tipos mais sérios scontinuis em sols. Estas se senvolvem quando tensões tração atuam em um material fragilizado, isto é, incapaz absorver estas tensões por formação. Os tipos trincas que pom ser senvolvis são normalmente classificados em função sua localização na sol como: trinca cratera, trinca transversal na ZF, trinca transversal na ZAC, longitudinal na ZF, trinca margem, trinca sob o cordão, trinca na zona ligação e trinca na raiz sol. Em aços carbono ferríticos pom ocorrer com mais freqüência, as trincas induzis pelo hidrogênio e as trincas reaquecimento [16, ]..7 Solgem sem tratamento térmico posterior Os aços temperáveis, quando soldos, apresentam estruturas martensíticas não revenis eleva dureza e baixa tenaci que, associas às tensões residuais, pom gerar trincas. Como prevenção, realiza-se um tratamento térmico para aliviar as tensões internas e melhorar as propries mecânicas.

31 A solgem stes aços sem tratamento térmicos posterior constitui um recurso atrativo, pois elimina os tratamentos térmicos, que, em geral, são caros e morados vido ao tempo permanência no forno pondo, ain, apresentar dificuls quando realizas em grans estruturas..8 Teste Higuchi O teste Higuchi [1] tem por objetivo prático, conhecer o alcance s regiões revenis (macias) e retêmpera (duras) ao longo ZAC. Este teste consiste em fazer uma simples posição sol sobre uma placa do metal base, no estado temperado e não revenido on, na seção transversal do cordão, levanta-se o perfil microdureza ZAC. Através sse perfil, intificam-se as regiões retêmperas (duras) e revenis (macias), bem como suas extensões para as diversas energias solgem utilizas. Com base nos perfis microdureza ZAC e nos valores reforço e penetração do cordão sol, são construídos os gráficos Higuchi como exemplificado na Figura -6, para um aço baixo carbono. Figura -6 Diagrama Higuchi para um aço baixo carbono []. Para se terminar as extensões s zonas duras e macias, assume-se que: a zona dura (ZD) se esten zona ligação, on X =, e vai até a distância em que a dureza medi correspon com à dureza do metal base. A zona macia (ZM) se esten ste ponto (final zona dura) e vai até a distância em que a dureza se iguala a do metal base (Figura -7) []. 5

32 Com relação ao diagrama equilíbrio dos aços ferríticos, a zona endureci ve ser forma pelo intervalo temperatura que vai aproximamente 11 o C até a temperatura que correspon à zona crescimento grão e retêmpera, enquanto a zona macia ve ser forma pela região grão fino (entre 11 o C e a isoterma A c3, on ocorre o refino), pela região intercrítica (entre as isotermas A C3 e A C1, on ocorre o refino parcial e o revenido) e por uma região abaixo A C1 (on ocorre apenas o revenimento estrutura). Portanto, a zona dura ve ser compreendi pela ZAC-GG e a zona macia pelas ZAC-GF, ZAC-IC e ZAC-SC []. O teste Higuchi permite selecionar as energias s primeira e segun cama, tal forma que a região ZAC-GG primeira cama seja refina e reveni pelo ciclo térmico imposto pela segun cama. A escolha s energias s primeira e segun camas ve obecer aos critérios scritos a seguir. 8 Corpo Prova H5 (medições nas faixas duras) HV Referência 35 ZD ZM zona ligação Figura -7- Intificação zona dura e macia []. a) P ZM > PZD1 (1) On: PZM = profundi zona macia segun cama; PZD 1 = profundi zona dura primeira cama. b) P ZD < R1 + P1 (11) On: PZD = profundi zona dura segun cama; R 1 = reforço primeira cama; 6

33 P 1 = penetração primeira cama. O atendimento primeira condição faz com que o calor, alcançado nesta faixa ZAC segun cama, provoque o refino e o revenimento zona dura primeira cama. O atendimento segun condição garante que a zona dura primeira cama não vai ser retempera. Neste caso, a zona fundi primeira cama é quem vai ser austenitiza, proporcionando uma recristalização e formação alguma martensita que, vido ao seu baixo teor carbono não apresenta uma dureza eleva [ apud 8]. A Figura -1 mostra o esquema seção transversal um cordão sol com as zonas fundi, zona dura (ZAC-GG) e zona macia (ZAC-GF). É realizado um corte on estas regiões são transportas para a Figura 11, que esquematiza um corpo prova soldo com duas camas. Nesta figura stacam-se os cordões s primeira e segun camas, com as regiões reforço, penetração, zona dura e zona macia e seus respectivos gráficos Higuchi. Esta figura está relaciona com os critérios anteriormente scritos. Figura -8 Esquema corpo prova soldo. 7