7 º C O N G R E S S O B R A S I L E I R O D E E N G E N H A R I A D E F A B R I C A Ç Ã O

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1 7º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO 7 th BRAZILIAN CONGRESS ON MANUFACTURING ENGINEERING 20 a 24 de maio de 2013 Penedo, Itatiaia RJ - Brasil May 20 th to 24 th, 2013 Penedo, Itatiaia RJ Brazil INFLUÊNCIA DA VAZÃO E DO TIPO DE GÁS DE PURGA NO PERFIL DA RAIZ DE TUBOS DE AÇO INOX AISI 304 SOLDADO PELO PROCESSO GMAW-STT Laécio Gomes Galdino, lggaldino@yahoo.com.br 1 Valtair Antônio Ferraresi, valtairf@mecanica.ufuf.br 1 1 Universidade Federal de Uberlândia (UFU), Faculdade de Engenharia Mecânica (FEMEC)/Laprosolda, Uberlândia, inas Gerais, Brasil Resumo: O objetivo do trabalho foi avaliar as possíveis variações no perfil geométrico e microestrutural da zona fundida na raiz do cordão de solda de tubos de aço inoxidável. Utilizando o processo GMAW STT (Gas Metal Arc Welding Tension Transfer Surface), dada a sua ampla utilização e eficiência de controle, foram soldados tubos de teste TT s variando-se a vazão e o tipo de gás de purga. Os TT s foram usinados utilizando tubo aço inoxidável austenítico (AISI 304) com dimensões nominais para o diâmetro e espessurada parede de 60 mm e 2,7 mm, junta de topo com nariz de0,5 mm e ângulo do chanfro de 90º. A soldagem foi realizada na posição plana (1G) com o tubo rotacionando em um equipamento desenvolvido para tal finalidade. Como gás de proteção na tocha foi utilizado uma mistura de Argônio com 2% de O 2. A purga foi realizada com CO 2 e N 2 comercialmente puros, variando a vazão em 12 e 18L/min. Visando potencializar os efeitos do fenômeno sob investigação foram produzidos dois tipos de corpos de prova, uns sem furos restringindo a saída dos gases e outros com a inclusão de furos para potencializar o processo de exaustão. A raiz da solda foi analisada quanto ao seu perfil, amplitude de oxidação, microestrutura, microdureza e a quantidade de ferrita (via ensaio magnético). Os resultados mostraram diferenças em relação ao perfil da raiz com a variação do tipo de gás de purga e vazão aplicada. Não foi possível verificar mudanças significativas na microestrutura e dureza da zona fundida da raiz do cordão de solda apesar das diferentes variações gasosas. Palavras-chave: Soldagem; aço inoxidável austenítico; perfil da raiz; gás de purga. 1. INTRODUÇÃO A aplicação do processo de soldagem GMAW, também conhecido por MIG/MAG, tem ganhado cada vez mais importância na construção de estruturas metálicas, pela sua eficiência e rapidez. As possibilidades de controle podem conferir produtos de exelente qualidade. Scotti e Ponomarev (2008) citam que este processo no modo de tranferência metálica por curto-circuito é possível aplicar com pequenos comprimentos de arco e baixas correntes, obter pequenas poças de fusão, que por sua vez, conciliadas à rápida solidificação possibilitam soldagens em todas as posições. Tais características citadas tornam este modo de transferência o mais empregado na união de peças de pequena espessura, pois possibilita uniões gerando pequenas distorções. O desenvolvimento e estudo de variantes dos processo GMAW como é o caso do processo STT - Surface Tension Transfer tem elevado ainda mais o nível de qualidade dos produtos soldados. Esta técnica combina as melhores características de transferência metálica e controle da poça de fusão, conseqüentemente do aporte térmico, reduzindo inclusive a quantidade de fumos do processo de soldagem por curto-circuito, visto que, reduz a perda por geração de respingos (DeRuntz, 2003). Apesar do sofisticado controle imposto pelo processo GMAW-STT, ao se conciliar a aplicação de gases com a finalidade de purga em componentes tubulares, alterações podem ser detectadas ao perfil transversal desejado deste cordão, principalmente em regiões críticas como a raiz da junta. Novas pesquisas se fazem necessárias visando ampliar a compreeção da influência desta nova tecnologia ao perfil da raiz do cordão de solda. Durante a soldagem de componentes tubulares, os gases de purga normalmente são aplicados no intuito de manter uma atmosfera protetora na raiz da solda. Deste modo, é possível minimizar as reações químicas consideradas maléficas com ar ambiente e demais impurezas, durante o processo de soldagem. O aquecimento imposto pela soldagem possibilita que tais reações aconteçam com maior intensidade, principalmente em pontos críticos como a raiz da solda. Em aços inoxidáveis austeníticos, mesmo após a finalização da soldagem, ainda é importante que seja mantida a vazão do gás de purga, até que se tenha uma queda da temperatura na região da solda abaixo de 320 ºC (Moreira, 2008). O objetivo deste trabalho foi verificar os efeitos da aplicação de dois tipos de gases de purga, nível de vazão e sobrepressão do gás de purga no perfil da raiz do cordão de solda de aço inoxidável austenítico. Para tanto, utilizou-se o

2 processo GMAW - STT. A soldagem foi realizada na posição plana 1G, ou seja, permanecendo a tocha fixa e o tubo girando com velocidade controlada. Foram analisados, além do perfil da raiz do cordão de solda, o efeito das variáveis impostas na microdureza, microestrutura e númeto de ferrita delta na raiz do cordão de solda. 2. METODOLOGIA E INSUMOS O metal de base (MB) foram tubos de teste (TT) de aço inoxidável austenítico AISI 304 com dimensões nominais de 60 mm de diâmetro e 2,77 mm de espessura da parede. Como metal de adição utilizou-se o arame eletrodo (AE) maciço, ER 308LSi, com diâmetro nominal de 1,2 mm. As composições químicas do MB e de adição estão listadas na Tab. (1). Tabela 1. Composição química nominal do tubo de inox austenítico AISI 304 e do arame eletrodo ER 308 LSi e correlações de Schaeffler, fornecida pelos fabricantes Material, elementos químicos e concentração limite (%) Materiais C Mn Si Cr Ni P S Mo MB 0,08 2,0 1,0 18,0-20,0 8,0-10,5 0,045 0,03 - AE 0,023 1,55 0,75 20,0 10, ,17 Correlações de Schaeffler MB AE Ni equivalente = %Ni + 30 x %C + 0,5 x %Mn= 20,50 21,29 Cr equivalente = %Cr + %Mo + 1,5 x %Si + 0,5 x %Nb= 12,65 11,56 Com relação aos gases utilizados, para proteção da solda aplicou-se uma vazão de 15 L/min da mistura de Ar+2%O 2. Para o gás de purga visando buscar um maior interação deste com a raiz a ser purgada, foram impostas vazões de 12 e 18 L/min de dois gases. Um gás considerado semi-inerte nitrogênio (N 2 ) e outro bem mais reativo o dióxido de carbono (CO 2 ), ambos em 100% de concentração. O utilizalção deste dois gases de purga teve como meta a verificação de seus efeitos na microestrutura e nível de oxidação da raiz do cordão. O ajuste e monitoramento das vazões foi realizado com auxílio do fluxímetro digital MGV Dispositivos de rotação e purga dos tubos de teste A soldagem dos tubos de teste foi restrita a posição 1G, a tocha permaneceu fixa e alinhada verticalmente à junta soldada e o tubo girando livremente. Para garantir este movimento e suas regulagens durante a soldagem foi utilizado um dispositivo de rotação para tubos de pequenos diâmetros ilustrado na Fig. (1). e Tubo de teste Tubo roscado Figura 1. Dispositivo de fixação e rotação dos tubos de teste: a) discos cônicos de fixação de peças tubulares com orifício central para dispositivo de fixação; b) cuba de alumínio com mercúrio conectada ao cabo terra; c) motor elétrico com transmissão para rotação do sistema; d) potenciômetro de controle do motor; e) destaque do visualizador de velocidade. Na injeção do gás de purga no sistema seguiu-se recomendações da norma AWS D10.4, desde o procedimento para uma purga adequada compreendendo um ciclo de pré-purga, para evacuar o ar ambiente e a manutenção do fluxo adequado à proteção da junta ou componente a ser soldado. Assim como o arranjo de ventilação direcionando o fluxo de purga adequadamente e/ou possibilitando ajustes evitando problemas relacinados a sobrepressão. Com via de acesso para entrada do gás de purga na posição do componente (a) da Fig. (1), a partir de adaptações no tubo roscado. Os tubos de teste (TT s) foram constituidos de duas partes simétricas, conforme a ilustração da Fig. (2-a), ângulo do bisel de 45º, largura de 35 mm e altura do nariz de 0,5 mm. Foram realizados ensaios com TT s com e sem furo de exaustão, conforme mostrado na Fig. (2-b). Estas características específicas foram condicionadas para verificar

3 possíveis influências relacionadas ao efeito de sobrepressão. Os TT s já montados para a realização da soldagem podem ser observados na ilustração da Fig. (2-b). Para a soldagem foi utilizada um fonte eletrônica com tecnologia STT com alimentador automático e tocha refrigerada à água com corrente máxima de soldagem de 450 A. Na fonte eletrônica foi selecionado o programa 126 para soldagem de aço inoxidável, que possibilita alterações na corrente de base - Ib, corrente de pico - Ip, velocidade de alimentação - Val, tail-out, tempo de pré-fluxo e tempo de pós-fluxo. Na fixação e ajuste da tocha foi utilizado um braço mecânico robô, garantindo dentre outras coisas a manutenção e reprodutibilidade da posição 1G. Foram realizados ensaios preliminares para a busca de uma condição adequada de soldagem, se obtendo: corrente de base - I b = 160 A; corrente de pico - I p = 300 A; velocidade de alimentação do arame eletrodo - Vel a = 4,54 m/min; distância Bico de Contato-Peça - DBCP = 12 mm; e velocidade tangencial de soldagem - Vel s = 50,1 cm/min. A Tabela (2) apresenta as variações de controle dos ensaios realizados. a TT montado sem furos de exaustão (SF) TT alinhado para soldagem TT montado com furos de exaustão (CF) b Figura 2. a) Lado simétrico do tubo de teste (TT) e b) Detalhes dos TT s e alinhamento com a tocha Tabela 2. Variações de controle dos tubos de teste (TT s) TT s Exaustão do Gás de purga Gás de purga Vazões de purga (L/min) 1 SF Sem Gás - 2 SF CO CF CO SF CO CF CO SF N CF N SF N CF N 2 18 Onde: CF - Tubo de teste com furos laterais para a exaustão do gás de purga; SF - Tubo de teste sem furos laterais Os tubos de teste foram analisados primeiramente quanto ao aspecto da geometria do cordão de solda, dando ênfase a formação da raiz na zona fundida (ZF). Pontos importantes como alterações de tonalidades e amplitude de oxidação também foram analisados. O ensaio metalográfico nas amostras selecionadas foi realizado conforme procedimento ASM International Handbook (2004) e norma ASTM E (2011). Por meio de amostras cortadas, embutidas, lixadas, polidas e atacadas com o reagente Villela s foram conduzidas as análises macrogeométricas e micrométricas. As imagens macrográficas foram capturadas com uma câmera para microscopia USB. Nas observações microestruturais das ZF s comparou-se cada condição da Tab. (2) por meio das imagens obtidas num microscópio óptico com resoluções de 40x/ 100x/ 400x e 1000x, capturadas e processadas no programa de imagens deste equipamento. Foram analisados as variáveis dimensionais do perfil tranversal da raiz da ZF esquematizado na Fig. (3-a) e dureza da região da raiz da solda, conforme Fig. (3-b). Na Figura (3-a) os valores da variável (A) confrontam as variações de área das regiões côncavas e convexas desenvolvidas devido ao perfil de formação da região do reforço da raiz. Com a variável (L), observou-se a extensão de abertura pela formação insuficiente da raiz e o reforço proporcionado conforme a amostra analisada. A altura do reforço (convexidade) ou depressão da região côncava devido à formação insuficiente, por meio da variável (h), o ângulo da base da raiz, representado pelo símbolo θ. A inclusão do ângulo definido como θ foi proposta visando verificar se suas possíveis alterações estariam ou não relacionadas com as mudanças no tipo e vazão dos gases de purga utilizados. Este ângulo trata-se da inclinação característica da faixa de transição entre zona fundida (ZF) e zona afetada pelo calor (ZAC). Representado por uma linha com início na base da raiz, seguindo em direção ao interior do cordão, conforme a secção metalográfica analisada. Sua sinalização manteve a ideia proposta conforme destaque mostrado na Fig. (3-a).

4 No esquema da Figura (3-b), uma vez que os tubos de testes foram confeccionados para a soldagem com dimensão de nariz igual a 0,5 mm, optou-se por utilizar um valor de referência inicial para (d) mediano, ou seja, 0,25 mm do contorno da raiz para a parte interna. A carga de impressão utilizada foi de 1,961 N, com tempo padrão de 20 segundos, na escala de microdureza Vickers de um equipamento Digital Microhardness Tester, adotando as recomendações da norma ASTM E92. As medidas de dureza visaram quantificar as possíveis alterações nas propriedades mecânicas frente à influência dos gases de purga variados nos diversos testes. Também foi procedido o ensaio do número de ferrita (FN) com um equipamento de análise por dispositivo magnético, visando confrontar os valores de ferrita pevistos mediante as diluições desenvolvidas. A diluição foi quantificada pela correlação entre a área do MB, que foi fundida na formação do perfil transversal da imagem obtida do cordão, e a área total da ZF do mesmo perfil. b a Figura 3. a) Variáveis dimensionais e b) Esquema para microdureza na ZF da raiz. 3. RESULTADOS E DISCUSSÃO 3.1 Análise visual e dimensional da região oxidada e perfil da raiz da junta Para iniciar a análise visual dos tubos de teste obtidos segundo a proposta da Tab. (2), primeiramente foram verificadas as variações quanto à amplitude de interação gasosa Fig. (4-a). Este procedimento visou apenas distinguir de modo quantificado, com auxílio de um instrumento de medição de aproximação centesimal, como os gases e as variações impostas a estes, tenderam a se comportar quanto à extensão transversal da mancha de oxido desenvolvida. O esquema de medição da faixa de oxidação na raiz das juntas soldadas está mostrado na Fig. (4-a) e leva em conta somente o extremo perceptível visualmente. Os valores obtidos para o comportamento da faixa de oxidação transversal, medido no entorno das raízes soldadas estão ilustrados no gráfico da Fig. (4-b). a) b) Figura 4. Amplitude de oxidação visual medida transversalmente ao perfil da raiz do cordão soldado Na Figura (4-b) nota-se que a aplicação de ambos os gases de purga, mesmo com todas as variações condicionadas, proporcionou uma considerável redução da mancha de óxidos desenvolvida nas laterais da raiz, quando comparadas à condição de referência TT-1 (amostras sem aplicação de gás de purga). O aumento da vazão para o gás de purga CO 2 proporcionou a ampliação da faixa de oxidação de forma significativa, independente da existência ou não dos furos de exaustão. Devido ao potencial de oxidação do CO 2 é possível que a maior vazão do gás de purga aumente a interação deste gás com o metal de base. Este fato mostra pode dar indícios a não viabilidade na utilização deste gás como gás de purga. Liao e Chen (1998) demonstraram em seu trabalho, que a presença do CO 2 na soldagem de aço inoxidável

5 austenítico 304 alteram tanto as propriedades mecânicas como a microestrutura deste, intensificando as inclusões oxigênios. O perfil macro de cada condição pode ser visualizado na Fig. (5) e o aspecto visual quanto aparência da oxidação das raízes na Fig. (6). a) b) c) d) i) e) f) g) h) Figura 5. Perfil macro das amostras retiradas dos TT s: a) TT-1 sem gás de purga; b) TT-2 CO 2 a 12 L/min SF; c) TT-3 CO 2 à 12 L/min CF; d) TT-4 CO 2 à 18 L/min SF; e) TT-5 CO 2 à 18 L/min CF; f) TT-6 N 2 à 12 L/min SF; g) TT-7 N 2 à 12 L/min CF; h) TT-8 N 2 à 18 L/min SF; e i) TT-9 N 2 à 18 L/min CF Na Figura 5 do TT-2 ao TT- 5 o gás de purga aplicado foi dióxido de carbono (CO 2 ) e do TT-6 ao TT-9 o gás de purga utilizado foi o gás nitrogênio (N 2 ). Com estas variações dos gases de purga foram observadas significativas alterações no perfil das raízes. Na amostra TT-2, Fig. (5-b), se constatou que não houve desenvolvimento de reforço. O perfil visualizado da raiz na Zona Fundida (ZF) ficou praticamente uniforme ao metal de base. A oxidação desenvolvida manteve tonalidades de intensas e escuras, distribuídas ao longo da ZF e em suas laterais, Fig. (6-b). A condição aplicada ao teste TT-3, com a inclusão de furos de exaustão nas extremidades de suas bordas, tem perfil ilustrado na Fig. (5-c). Comparando-se ao TT-2 foi observada uma diferença visível quanto ao desenvolvimento de reforço. Manteve-se um leve aspecto convexo e uniforme ao longo de toda a extensão do cordão de solda. A oxidação desenvolvida no TT-3 manteve tonalidades similares às características descritas para o TT-2, Fig. (6-c). O TT-4 esteve sobre a influência do CO 2 sem os furos de exaustão. A maior vazão imposta neste ensaio desenvolveu um perfil côncavo mais intenso, Fig. (5-d), assemelhando-se a uma concavidade (reentrância na raiz da solda). A aparência da oxidação também foi alterada, se comparado com o ensaio TT-2, com tonalidades de marrom mais intensa, Fig. (6-d). a) b) c) d) i) e) f) g) h) Figura 6. Aparência da oxidação dadas as condições de purga: a) TT-1 sem gás de purga; b) TT-2 CO 2 a 12 L/min SF; c) TT-3 CO 2 à 12 L/min CF; d) TT-4 CO 2 à 18 L/min SF; e) TT-5 CO 2 à 18 L/min CF; f) TT-6 N 2 à 12 L/min SF; g) TT-7 N 2 à 12 L/min CF; h) TT-8 N 2 à 18 L/min SF; e i) TT-9 N 2 à 18 L/min CF Para a condição do TT-5, ensaio com gás de purga de CO 2, mesmo com a vazão de 18 L/min a inclusão de furos de exaustão possibilitou a formação de um perfil convexo, Fig. (5-e). Esta característica manteve-se uniforme ao longo de toda a área útil da raiz, com tonalidades de oxidação em níveis similares ao TT-4, Fig. (6-e). A aplicação de N 2 como gás de purga (ensaios TT-6 ao TT-9) desenvolveu baixos indícios de oxidação na raiz do cordão. Ao aumentar a vazão, a nitidez dos traços de oxidação no perfil da raiz não apresentou alterações significativas. No ensaio TT-6 o perfil da raiz se manteve uniforme ao longo de sua extensão, com indícios de um leve reforço, confirmado na imagem do perfil transversal, Fig. (5-f). Ao entorno da ZF se obteve uma superfície sem aparência oxidada, Fig. (6-f). O ensaio TT-7 foi realizado com os furos de exaustão onde verificou um aumento nas dimensões do perfil da raiz, comparado com o ensaio TT-6, Fig. (5-g). Sua nitidez quanto aos efeitos oxidantes mantiveram-se sem alterações visualmente perceptíveis, Fig. (6-g), quando comparado com o ensaio TT-6.

6 Elevando a vazão de N 2 a 18 L/min efetuou-se a solda do TT-8, sem a inclusão de furos de exaustão no tubo de teste. O resultado do perfil da raiz que pode ser observado ao longo do cordão da solda foi praticamente uniforme em toda parte útil analisada. Nesta condição o aspecto de oxidação, Fig. (6-h), foi fracamente desenvolvido.tal aparência menos oxidada do perfil da raiz esteve mais nítida que a condição com 12 L/min. Como última condição de teste obteve-se o TT-9, com a inclusão de furos de exaustão para o gás de purga N 2. Na mesma vazão de 18 L/min o perfil da raiz do TT-9 apresentou características visuais de maior reforço que o TT-8. Esta diferença pode ser destacada ao comparar a Fig. (5-i) a com a Fig. (5-h). O aspecto de oxidação manteve-se sem grandes alterações conforme ilustram as imagens i e h, da Fig. (6-i). Os efeitos de oxidação, quanto a aparências mais intensas estiveram sempre associados ao gás de purga CO 2 assim como condição inicial sob efeito do ar ambiente. Entretanto, o simples fato de reduzir a faixa de oxidação não implica em afirmar que este gás possa ter melhores propriedades no âmbito de toda uma avaliação da aplicação de uma purga. Um fato conclusivo é que a utilização dos furos de exaustão não interferiu no aparente comportamento da faixa oxidativa da raiz conforme imagens da Fig. (6), entretanto contribui para mudanças significativas no formato do perfil da raiz, devido à sobrepressão exercida na raiz da junta. Para melhor avaliar as diferenças dimensionais entre os perfis das raízes desenvolvidos sob as condições de purga, foram procedidas análises dos comportamentos das variáveis, Fig. (7) à (10). O ensaio TT-1 (sem gás de purga) serviu como condição referencial, às analise realizadas a seguir: Figura 7. Variável dimensional relativa à área do perfil transversal do reforço das raízes - (A) Na Figura (7) a presença de valores negativos está relacionada à formação de uma raiz com perfil côncavo, já os valores positivos referem-se à área de reforço com perfil convexo. A formação de perfil côncavo foi obtida apenas com o TT-4. Nos demais TT s a presença de um perfil convexo esteve presente, cada um com níveis distintos. O efeito relativo à elevação no nível de vazão de purga apresentou comportamento inverso apenas para o gás CO 2, quando inseridos furos exaustores no TT. É possível que a interação com o gás CO 2 tenha colaborado com este fenômeno. Nas demais condições conforme se elevou o nível da vazão para o gás de purga, a variável (A) reduzia sua amplitude simultaneamente. Entretanto, para as condições de teste sem a presença de furos exaustores outro fenômeno pode ter interferido significativamente, neste caso, a sobrepressão. Figura 8. Variável dimensional relativa à largura do perfil transversal na base das raízes - (L) A dimensão da variável L, Fig. (8), apresentou ligeira elevação de valores conforme o aumento da vazão. Este comportamento desenvolveu-se tanto com a aplicação de purga a base de CO 2, quanto em relação ao N 2. Na maior vazão imposta chegando mesmo a ultrapassar o valor de referência, TT-1 (sem purga), com exceção da condição TT-8.

7 A inclusão de furos de exaustão proporcionou modificação, na variação dimensional de L. Os TT s purgados, independente do nível de vazão imposta, apresentaram maiores valores em todos os casos. Assim como, o tipo de gás de purga que influenciou a dimensão L, com destaque mais pronunciado na vazão de 18 L/min em ambos os TT s purgados com CO 2. Figura 9. Variável dimensional relativa à altura máxima desenvolvida pelo reforço - (h) Na Figura (9), similar à interpretação dada para a variável A, os valores negativos estão relacionados à formação de uma raiz com reforço insuficiente e côncavo. A elevação do nível de vazão de ambos os gases de purga se proporcionou uma redução da dimensão h, exceto para o TT-5 (purga CO 2 ) que ampliou sua dimensão. Figura 10. Variável dimensional relativa ao ângulo desenvolvido no perfil de formação da base da raiz - (θ). A variável definida como θ, Fig (10), apresentou comportamentos distintos conforme o de gás de purga. Para o gás de purga CO 2 todos os valores do ângulo θ, apesar da variação, apresentaram-se positivos. Com o gás de purga N 2 apenas a condição imposta ao TT-9 gerou um perfil com ângulo θ positivo, os demais resultados permaneceram com variações negativas. Nestes casos, é possível que a natureza química dos gases esteja diretamente relacionada com este fenômeno, assim como, o nível de vazão a ser imposto, se descartados os efeitos relativos à sobrepressão. Figura 11. Diluições na zona fundida (δ) devido às variações impostas aos TT s.

8 A diluição desenvolvida em cada condição de teste está ilustrada na Fig. (11). É possível observar que o comportamento da diluição para os TT s purgados por CO 2 apresentou uma ligeira elevação da diluição conforme aumento da vazão. Em relação à condição de referência, TT-1 sem gás de purga, acorreu uma pequena queda para a vazão de 12 L/min. Nesta vazão o comportamento permaneceu praticamente o mesmo, independente de o TT possuir ou não furos de exaustão. Na vazão de 18 L/min, o TT-5 (com furos) apresentou diluição menor que no TT-4 sem furos de exaustão. Neste caso, o gás CO 2, devido a sua natureza mais reativa e oxidante, pode estar sendo influenciado progressivamente pelos efeitos turbulentos da vazão e sobrepressão retirando calor da junta soldada. Já para o gás N 2, conforme pode ser visto ainda na Fig. (11), todos os ensaios apresentaram maiores diluições que a condição de referência TT-1. Entretanto, talvez pelo fato do gás N 2 estar sendo menos reativo que o CO 2, característica também observar ao aparente comportamento da oxidação na Fig. (4-b), é possível que os níveis de vazão impostos e os efeitos de sobrepressão tenham auxiliado esta aparente característica. 3.2 Comportamento microestrutural focado à borda da raiz na ZF As microestruturas do metal de base e das ZF s (lado da raiz do cordão) estão representadas nas imagens da Fig. (12). A parte clara demonstra uma matriz de austenita e as regiões escuras referem-se à ferrita presente nestes materiais. As microestruturas das zonas fundidas se tratam basicamente de uma matriz de austenita com ferrita distribuída ao longo dos grãos colunares. Na Figura (12-a) (metal de base) observa-se que a distribuição de austenita alongada, provável conseqüência do processo de fabricação mecânica na produção do metal de base (tubos). A Figura (12-b) se refere ao TT-1, onde não foi aplicado gás de purga e o efeito interativo com a raiz do cordão está atribuído ao ar atmosférico presente. Os veios de ferrita estão presentes em formato de espinha, alinhados inicialmente acompanhando o sentido de solidificação. Ao atingir uma condição com distribuições mais aleatórias, observa-se à presença de ferrita rendilhada. Estas microestruturas são características deste material, pois também foram detectadas e investigadas no trabalho de Tsay et al. (2004) avaliando o aço inox AISI 304 e em outros aços austeníticos, além das descrições de Modenesi (2001) ao correlacionar as microestruturas características do mesmo o aço inox AISI 304. Nas Figuras (12-c) até a (12-j) estão às zonas fundidas, na região do perfil da raiz, margeando a borda do reforço. De um modo geral, não foram visulizados padrões específicos que evidenciassem alterações significativas nas microestruturas em função das variações de purga nos cordões soldados. a c e g i b d f h j Figura 12. Micrografias com ampliação em 400x: : a) TT-1 sem gás de purga; b) TT-2 CO 2 a 12 L/min SF; c) TT- 3 CO 2 à 12 L/min CF; d) TT-4 CO 2 à 18 L/min SF; e) TT-5 CO 2 à 18 L/min CF; f) TT-6 N 2 à 12 L/min SF; g) TT- 7 N 2 à 12 L/min CF; h) TT-8 N 2 à 18 L/min SF; e i) TT-9 N 2 à 18 L/min CF a b Figura 13. Variações do Número de Ferrita no perfil transversal das amostras: MB e ZF do TT-1 ao TT-9

9 Os valores do número de ferrita obtidos por meio do ensaio magnético estão representados no gráfico da Fig. (13- b). Este ensaio reflete as previsões avaliadas pelo diagrama WRC-92, ilustrado na Fig. (13-a). Na Figura (13-b) a partir do valor médio de cada amostra, observaram-se pequenas oscilações com aumento do número de ferrita - FN. Neste sentido as amostras purgadas com N 2 a uma vazão de 12 L/min, comparadas com as demais amostras purgadas na mesma condição de vazão apresentaram uma pequena elevação de FN. Entretanto, dentro da faixa de variação demonstrada pelo desvio padrão, basicamente todas as condições foram iguais. A microdureza média avaliada ao longo das bordas das raízes está representada na Fig. (14). Utilizando a escala de Microdureza Vickers são mostrados valores para ZF s e MB. Figura 14. Variações da microdureza Vickers na ZF da raiz das amostras segundo a metodologia proposta para avaliar esta propriedade no lado interno da raiz dos TT s e MB. Na Figura (14) considerando apenas pontos médios é possível observar o efeito da variação na vazão de purga sobre o comportamento da microdureza. Entretanto, independente do gás de purga utilizado e das variações impostas a estes e aos TT s, os valores médios diferenciados não refletem de imediato um comportamento. Tal afirmação está sendo levada em conta, devido ao fato de que, o desvio padrão mantêm os valores dentro de uma mesma faixa dimensional. 4. CONCLUSÃO Conclui-se sob a influência dos gases de purga, dentro das condições aqui aplicadas, relacionadas a modificações no perfil da raiz de tubos de inox AISI 304 soldados na posição 1G, que: O tipo de gás de purga e o nível de vazão podem alterar o perfil do cordão de solda e a aparência da camada de óxido da raiz desenvolvida. Independente da vazão a simples inclusão de furos de exaustão nos TT s pode proporcionar perfis de raízes com formatos mais uniformes. A utilização de um gás mais reativo, no caso CO 2, aumentou o reforço da raiz com a elevação da vazão, principalmente com os TT s inclusos furos de exaustão. Já, com um gás menos reativo, no caso aqui estudado o N 2, o comportamento demonstrou-se mais dependente da interação entre a vazão e das características de restrição a purga imposta aos TT s. Independente das vazões testadas o gás de purga CO 2 manteve positivos os valores da variável - ângulo da base da raiz (θ). Já, para o gás N 2 a elevação da vazão, chegou a proporcionar uma inflexão angular desta variável. Não foram verificadas alterações significativas na microdureza e microestrutura na região da borda da raiz do cordão de solda, local de contato direto com os gases de purga CO 2 e N 2. Independente da vazão ou condição de restrição imposta aos testes. Não foram verificadas alterações significativas no número de ferrita (ensaio FN) na raiz do cordão, mesmo com as variações dos gases de purga impostas aos ensaios de soldagem. 5. AGRADECIMENTOS Os autores gostariam de agradecer ao programa DINTER UFU/IFMA, FEMEC/UFU, CAPES, CNPq, FAPEMIG e IFMA Campus Imperatriz/MA pelo apoio no desenvolvimento desta pesquisa.

10 6. REFERÊNCIAS ASM, Sociedade Americana Internacional de Materiais, ASM International Handbook - Metallography and Microstructures. Metals Handbook, v. 9, pp ASTM, American Society for Testing and Materials, E Standard practice for microetching metals and alloys. ASTM, American Society for Testing and Materials, E Standard test method for Vickers hardness of metallic materials. AWS, American Welding Society, D Recommended Practices for Welding Austenitic Chromium-Nickel Stainless Steel Piping and Tubing. Deruntz, B. D., Assessing The Benefits of Surface Tension Transfer Welding to Industry. Journal of Industrial Technology, Vol. 19, No. 4, pp Liao, M.T.; Chen, W.J., The effect of shielding-gas compositions on the microstructure and mechanical properties of stainless steel weldments. Elsevier -Materials Chemistry and Physics, Vol. 55, pp Modenesi, P. J, Soldabilidade dos Aços Inoxidáveis. SENAI SP, São Paulo SP, Vol. 1, pp Moreira, A. F, Influência da Atmosfera Protetora no Cordão de Solda Obtido Através dos Processos de Soldagem GMAW e FCAW. Dissertação de Mestrado, Faculdade de Engenharia UNESP, Campus de Ilha Solteira, São Paulo, pp Scotti, A. e Ponomarev V., Soldagem Mig/Mag: Melhor Entendimento, Melhor Desempenho. Artliber Editora, São Paulo SP, pp Tsay, L.W., Liu, Y.C., Young, M.C., e Lin, D.Y., Fatigue Crack Growth of AISI 304 Stainless Steel Welds in Air and Hydrogen. Elsevier - Materials Science and Engineering A 374, pp DIREITOS AUTORAIS Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso incluídos no seu trabalho. INFLUENCE OF FLOW AND TYPE OF PURGE GAS IN STAINLESS STEEL PIPES AISI 304 IN THE BACK SIDE BEAD PROFILE BY CASE GMAW-STT WELDING Laécio Gomes Galdino, lggaldino@yahoo.com.br 1 Valtair Antônio Ferraresi, valtairf@mecanica.ufuf.br 1 1 Federal University of Uberlandia, School of Mechanical Engineering, Laprosolda Centre for Research and Development of Welding Processes, Uberlândia, MG, Brasil. Abstract. The objective of this study was to evaluate possible variations in geometric profile and microstructural in the back side bead profile of stainless steel tubes, welded with the GMAW-STT (Gas Metal Arc Welding - Surface Tension Transfer), varying the flow and type of purge gas. For test the austenitic stainless steel tubes were used ANSI 304 of diameter - 60 mm and thickness mm butt joint with the nose of ½ mm and the chamfer angle of 90. The welding was performed in a flat position (1G) the tube rotating through equipment for this purpose developed. The short-circuit transfer condition was used for welding with shielding 98% Ar - 2% O 2. As a purge gases CO 2 and other considered semi-inert N 2 were used. The flow varying in 12 and 18 L/min. To evaluate the effects of the investigated phenomenon here, more prominently, two types of specimens with restriction and others with least possible restriction were produced. We assessed the quality inspection of the back side bead profile by the geometry and oxidation band. We were the microstructure, microhardness and the amount of formed ferrite (magnetic test to determine the number of ferrite) evaluated. The results showed significant differences in relation the back side bead profile by changing the type and flow of the purge gas. Unable to verify significant changes in the microstructure and hardness of the weld zone of the back side bead weld despite the difference in gas interactions with the substrate and the of reviews ferrite number. Keywords: Welding; austenitic stainless steel; back side bead profile; purge gas.