SOLDAGEM EM OPERAÇÃO EM PLANTAS DE PROCESSO

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1 6º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO 6 th BRAZILIAN CONFERENCE ON MANUFACTURING ENGINEERING 11 a 15 de abril de 2011 Caxias do Sul RS - Brasil April 11 th to 15 th, 2011 Caxias do Sul RS Brazil SOLDAGEM EM OPERAÇÃO EM PLANTAS DE PROCESSO Paulo Faria, pfaria@petrobras.com.br 1 Rodrigo Andrade Ribeiro, rodrigo.ribeiro@petrobras.com.br 1 Marcus Vinicius Cruz Sampaio, mvsampaio@petrobras.com.br 1 Julio César S. Vervloet, vervloet@petrobras.com.br 1 Francisco do Nascimento M. Pereira, francisco pereira@petrobras.com.br 1 Guilherme Boechat B. B. de Oliveira, guilhermeboechat@hotmail.com 2 Francisco Felipe da S. Araujo, f.felipearaujo@gmail.com 2 Ronaldo P. da Rocha Paranhos, paranhos@uenf.br 3 Jefferson Pinto Soares, jeffersoniron@yahoo.com.br 3 1 PETROBRAS/ UO-BC 2 BUREAU VERITAS DO BRASIL 3 UNIVERSIDADE ESTADUAL DO NORTE FLUMINENSE DARCY RIBEIRO Resumo: O presente trabalho tem por objetivo a realização da soldagem em operação com processos TIG (GTAW) e Eletrodo Revestido (SMAW), simulando a operação de plantas de tubulação, com a circulação de água à temperatura ambiente. Para a confecção das peças, foram utilizados os seguintes materiais: tubo API 5L Gr X60, DN 12 x 1000 mm, com 6 e 11mm de espessura, e peças de um material com composição química e soldabilidade similar a materiais enquadrados na ASTM A 105, com 22mm de espessura e 324 x 600 mm, para simular os componentes a serem instalados nas tubulações. Estes foram escolhidos com base nos carbonos equivalentes próximos aos valores máximos encontrados nas especificações comumente utilizadas. As juntas soldadas foram avaliadas por meio de ensaios destrutivos (Tração, Dobramento, Impacto, Fratura, Macrografia e Dureza) e não destrutivos (Ensaio Visual, Liquido Penetrante, Partículas Magnéticas e Ultra-Som), além de uma análise micrográfica para avaliar as alterações estruturais dos materiais e das diferentes zonas da junta soldada. Todos os ensaios e avaliações metalúrgicas indicaram que as soldas não apresentaram defeitos ou fraturas à frio, bem como os materiais não sofreram alterações nas suas especificações originais, que comprometessem a sua aplicação ao longo da sua campanha nas plantas, onde a técnica necessite ser aplicada. Também não ocorreram perfurações, mesmo nos tubos onde a espessura de 6mm é considerada crítica para essa ocorrência. Dois registros de qualificação de procedimento de soldagem foram qualificadas pelas normas ASME B31.3 e ASME IX, respaldados pelos resultados dos ensaios em comparação com os critérios de aceitação destas normas. Com os resultados alcançados, foi possível concluir que a técnica utilizada, sem o uso de duplas camadas e com temperaturas de fluido em torno de 30ºC, é viável e não acarretam danos aos materiais, quando mantidos os parâmetros qualificados por este trabalho técnico. Palavras-chave: Solda, Solda em operação, Perfuração, TIG, Eletrodo Revestido. 1. INTRODUÇÃO A soldagem em operação é uma técnica onde se realiza a solda com movimento ou fluxo contínuo no interior da tubulação de processo ou duto, sem a necessidade de paradas operacionais. Pode ser realizada para reparos diretos na parede, reforços e instalação de conexões para posterior trepanação (N-2163, 2006). A trepanação é um procedimento de perfuração, através do qual é possível fazer interligações em tubulações ou equipamentos sem tirá-los de operação. Pode ser realizada em vários tipos de materiais, variando de aços carbono até PVC. Este procedimento pode ser executado em linhas contendo água, óleo, gases combustíveis, vapor e muitos outros produtos químicos (N-2163, 2006). O procedimento de trepanação é normalmente realizado como descrito a seguir: primeiro uma conexão é soldada na tubulação em operação. Em seguida são instaladas válvulas, onde o equipamento conhecido como HTM (Hot Tapping Machine) é acoplado. A estanqueidade da máquina é testada por teste hidrostático. A válvula é aberta, a serra copo e a broca piloto são avançadas em direção à tubulação. É importante ressaltar que a válvula deve permitir que o conjunto da broca se movimente, sem que haja vazamento do fluido, obstrução do fechamento da válvula ou interferência na remoção da HTM. Quando a perfuração é concluída, a serra copo e a broca piloto são recolhidas, a válvula é fechada e a HTM removida. Finalmente a tomada da tubulação está pronta para ser conectada. Associação Brasileira de Engenharia e Ciências Mecânicas 2011

2 A soldagem em operação diferencia-se da soldagem convencional, pois, utiliza processos de soldagem de baixa energia e está associada a um escoamento acelerado de fluidos no interior do tubo. Como conseqüência, o ciclo térmico de soldagem é alterado, particularmente, a velocidade de resfriamento tende a ser significativamente maior, trazendo riscos inerentes à fragilização da microestrutura, elevação da dureza. Desta forma pode-se dizer que neste tipo de soldagem há dois riscos a serem considerados. O primeiro deles é a formação de trincas frio (TF). O segundo é a possibilidade de excessiva penetração do metal de solda na parede do duto, que está sendo soldado, podendo causar a perfuração do tubo. Na seqüência são apresentados de forma mais detalhada estes problemas. As TF são devidas à alta concentração de hidrogênio na solda (que pode estar presente no metal de base, no ambiente e até mesmo no revestimento dos eletrodos, se estes não recebem um tratamento adequado), à uma microestrutura susceptível (martensita ou bainita), à presença de tensões residuais e baixa temperatura (COE, 1973). A coexistência de todos estes fatores implica, conseqüentemente, na ocorrência das TF, que são as descontinuidades mais significativas com respeito à integridade da tubulação e somente ocorrem sob as condições citadas. A ocorrência deste tipo de trincas se dá, particularmente em processos de soldagem de baixa energia, ocorrendo, normalmente, na Zona Termicamente Afetada (ZTA) e na Zona Fundida (ZF) (Modenesi, 2006). O fenômeno da perfuração da tubulação poderá ocorrer caso a área não fundida adjacente à poça de fusão não tenha resistência suficiente para suportar as tensões provenientes da pressão interna da tubulação (Bruce, 2000a). O risco de perfuração é devido à sobre-penetração do arco, e depende não somente da espessura da parede, mas também dos parâmetros de soldagem (tensão, corrente, velocidade de soldagem) e das condições de operação do duto (vazão, pressão, temperatura e propriedades térmicas do fluido). A penetração aumenta com o aumento do aporte térmico e com o aumento do potencial de hidrogênio do processo de soldagem (Bruce, 2000b). Este risco diminui à medida que se reduz a penetração da solda e se aumenta a espessura da parede da tubulação. A perfuração da tubulação durante a soldagem normalmente não leva a rupturas catastróficas, porém, uma parada total do sistema de escoamento se torna necessária (Bruce, 2000a). No entanto, resulta no vazamento do fluido e problemas para a segurança do soldador e operadores do sistema. Além do perigo físico do vazamento em si, o produto pode ainda ser tóxico ou inflamável. Processos de soldagem de baixo hidrogênio, tais como TIG e Eletrodo Revestido com revestimento tipo básico, associados a um aporte térmico baixo, resultam numa condição de menor penetração (Bruce, 2000b). Mas, na soldagem de tubos de espessura mais elevada, acima de 6mm, onde o risco de perfuração é mínimo, a adoção de aportes térmicos altos, para minimizar o risco do aparecimento de trincas a frio, é um procedimento freqüentemente utilizado. 2. MATERIAIS E MÉTODOS O experimento realizado foi uma simulação da soldagem em operação de conexões a uma tubulação ou duto, com fluxo continuo de água durante a soldagem. Foram executadas duas juntas de ângulo, soldadas com penetração total (ver Fig (1)), de 500 mm de comprimento cada, ligando duas peças a um tubo. O tubo utilizado foi um API 5L X60 com diâmetro nominal 12 (323 mm) e espessura da parede de 11 mm. As peças para a simulação das conexões foram fabricadas com chapas ASTM A572 Gr50 de espessura 22 mm. Os materiais ASTM A572 possuem composição química e soldabilidade similares às conexões, fabricadas conforme a norma ASTM A105 (ASTM A105, 2010). A composição química destes materiais foi testada por análise com um espectrômetro de emissão óptica (BELER COMPACT PORT). Em seguida, foi calculado o Carbono Equivalente (CE) destes materiais, utilizando a Eq. (1). (% C) + (% Mn) 6 + (% Cr + % V + % Mo) 5 + (% Ni % ) 15 CE (%) = + Cu (API 5L, 2010) (1) Parte do tubo foi usinado até que se obtivesse espessura de 6 mm o restante permaneceu com 11 mm. Isto foi feito no intuito de se observar também o efeito da espessura na soldagem em operação. Na Fig. (1) podem ser observados detalhes do aparato experimental montado. A Fig. (1) também mostra a localização das juntas soldadas, que foram identificadas da seguinte forma: Solda da peça com o tubo na parte com 6 mm de espessura, denominada ; Solda da peça com o tubo na parte com 6 mm de espessura, denominada. Os processos de soldagem e consumíveis utilizados no experimento foram: Soldagem pelo processo TIG utilizando varetas Classe ER70S-3 (AWS A5.18, 2005) com gás de proteção Argônio 99,99% e soldagem por eletrodo revestido utilizando eletrodos Classe E7018 (AWS A5.1, 2004). A escolha destes processos foi em função da alta incidência de uso em plantas de processo de plataformas de petróleo e refinarias. O processo TIG é utilizado para execução do passe de raiz, em geral, e a solda completa de tubos de pequeno diâmetro e espessura até 6 mm. O eletrodo revestido é comumente utilizado para enchimento e acabamento em tubos de qualquer espessura e diâmetro. Durante a soldagem foi mantido o controle das variáveis que pudessem interferir na realização e na qualidade das soldas. Estas variáveis foram: corrente, polaridade, tensão e velocidade de soldagem.

3 Outro controle rigorosamente aplicado foi o das temperaturas, principalmente nas peças e no liquido, feito através de um conjunto termômetros, termopares e termorregistradores, instalado no tubo, e um termômetro a laser. A simulação do fluxo no interior do tubo foi realizada pela circulação continua de água natural à temperatura ambiente, por volta dos 30ºC, durante a realização da soldagem. Esta circulação foi promovida por meio de bombeamento em circuito fechado. Após a soldagem, a etapa seguinte foi a avaliação da qualidade da junta soldada, feito por meio de ensaios não destrutivos e destrutivos, comumente realizados para esta finalidade. Detalhe Típico da Junta do Experimento Detalhe da Solda e Fluxo do Experimento Aparato Experimental e Posição das Soldas Termoregistrador Peças simulando o material forjado Termômetro Manômetro Entrada d água Saída d água Saída dos Termopares Figura 1. Detalhes do Aparato Experimental Ensaios Não Destrutivos Os Ensaios não-destrutivos convencionais normalmente aplicados ao tipo de junta utilizada, Visual, Líquido Penetrante, Partículas Magnéticas e Ultra Som, foram realizados em 100% das juntas, com procedimentos e inspetores qualificados, conforme especificações da norma ASME V (ASME V, 2007). Exame Macrográfico e Ensaio de Dureza Vickers O Exame macrográfico foi realizado para identificar as regiões e extensão da ZTA, assim como a ocorrência de descontinuidades nas juntas soldadas. Cinco Corpos de Prova (CP) foram preparados para cada procedimento de soldagem, em atendimento à norma ASME IX (ASME IX, 2010), totalizando 10 CP. Para a revelação das zonas de interesse as amostras foram submetidas à preparação metalográfica. Onde foram lixadas e atacadas com Nital 10% (HNO 3 10% em álcool etílico) por cerca de 20 segundos. As medições de dureza foram realizadas nos CP preparados para a macrografia. Foram medidos um total de 22 pontos de dureza para cada amostra. A impressões foram feitas seguindo duas linhas com 1 mm de distância das bordas do corpo de prova, uma no lado da face e outra no lado da raiz da solda. Foram realizadas 11 impressões de cada lado, como mostra a Fig. (2). Totalizaram 110 medições para cada procedimento. O ensaio realizado foi o de Dureza Vickers com carga de 10 kgf e foi conduzido conforme a norma ASTM E 92 (ASTM E 92, 2003). Figura 2. Arranjo para Medição de Dureza

4 Micrografia A microestrutura foi observada em microscópio ótico (MO). As amostras foram removidas do CP que apresentou maior dureza, um CP do procedimento. A finalidade deste ensaio foi identificar a microestrutura resultante do processo de soldagem com superesfriamento. As amostras, depois de retiradas, foram embutidas a frio e em seguida preparadas as metalografias. Onde as amostras foram: lixadas, polidas e atacadas com Nital 2% (HNO 3 2% em álcool etílico) por cerca de 10 segundos, possibilitando assim a revelação da microestrutura. Ensaios Mecânicos Para avaliação das propriedades mecânicas foram realizados os testes de impacto, tração, fratura e dobramento. Estes ensaios foram programados com base nas especificações de fabricação dos materiais e nas normas aplicáveis na qualificação dos procedimentos de soldagem, API 1104 (API 1104, 2010) e ASME IX (ASME IX, 2010). Estas normas também orientaram o dimensionamento, quantificação e locais para retirada dos CP na junta soldada. A remoção dos CP foi executada com o auxílio de uma fresa com corte refrigerado. Os ensaios foram conduzidos em conformidade com a norma ASTM A 370 (ASTM A 370, 2008). Os critérios de aceitação utilizados foram os referentes às normas qualificação dos procedimentos de soldagem. O Ensaio de impacto Charpy V foi realizado à temperatura de 0 o C, para verificar a tenacidade da região soldada em comparação com o material de base e os requisitos da norma API Para cada procedimento de soldagem foram executados 6 CP, sendo 3 com entalhe no centro da solda, 3 na ZTA próximo a Região de Gãos Grosseiros (RGG). Também foram realizados ensaios em 3 CP do MB. Em virtude da espessura do tubo, não foi possível usinar os CP com a dimensão padrão de 55X10X10 mm. A dimensão dos CP ensaiados foram 55X10X2,5 mm para os CP do e 55X10X7,5 mm para os CP do. Para a comparação dos resultados, a avaliação foi feita utilizando a média da energia mínima absorvida proporcional ao CP padrão. A conversão dos resultados foi realizada através de proporcionalidade, utilizando a Eq. (2): Média Convertida = (Média x 10) / (Espessura) (2) O Ensaio de tração foi realizado em 5 CP, retirados longitudinalmente ao sentido de laminação do tubo, 2 CP para cada procedimento, e 1 para o metal base. O Ensaio de Fratura (Nick Break) foi realizado em 8 CP, 4 para cada procedimento, com base na norma API Este ensaio tem a finalidade de verificar a existência de descontinuidades internas, hidrogênio e outros gases retidos na rede cristalina do cordão de solda. O Ensaio de dobramento foi realizado em 8 CP, 4 para cada procedimento, sendo dobrada a face da solda, com base na norma API 1104, com a finalidade de medir a ductilidade do material, inclusão de escoria e falta de fusão na região da junta soldada. 3. RESULTADOS E DISCUSSÕES 3.1 Análise Química A Tab. (1) mostra os resultados de composição química e Carbono Equivalente (CE) para o Tubo e para a Chapa. Esta tabela também faz um comparativo destes resultados com as normas API 5L (API 5L, 2010) e ASTM A105 (ASTM A105, 2010). A composição química do tubo atendeu as exigências da norma API 5L. O CE calculado para o tubo foi 0,42%. A norma de fabricação API 5L tem 0,43% como limite superior de CE para materiais com nível de especificação de produto igual a 2 (PSL 2) do Grau X60 (API 5L, 2010). A avaliação da composição química da chapa utilizada no experimento, ASTM A572 Gr50, foi realizada utilizando como referência a composição química exigida para os materiais fabricados pela norma ASTM A105. O motivo desta comparação foi o de enquadrar estas chapas no grupo de materiais de composição química semelhantes, previsto na norma ASME IX, item QW-422, P Number 1 Grupo 2. Assim, foi possível aumentar o range de qualificação do procedimento gerado neste experimento, pois, a composição química da chapa foi satisfatória à norma ASTM A105. A norma ASTM A105 limita o CE em 0,48% e o calculado para a chapa foi de 0,42.%. Os altos valores de CE implicam em uma maior susceptibilidade a formação de estruturas frágeis e trincas a frio. Os CE do tubo e da chapa, apresentaram valores bastante próximos aos máximos previstos nas normas de fabricação. Tabela 1. Composição Química dos Materiais de Base Composição Química Tubo Chapa Elemento C (%) Mn (%) Cr (%) Mo (%) V (%) Ni (%) Cu (%) CE(%) Ensaio 0,188 1,24 0,007 0,044 0,054 0,05 0,003 0,42 Norma (máx) API 5L 0,24 1, , ,43 Ensaio 0,22 1,17 0,017 0,002 0,001 0,002 0,003 0,42 Norma (máx) ASTM A105 0,35 1,35 0,30 0,12 0,08 0,40 0,40 0,48

5 3. 2. Experimento Fabricado O experimento foi fabricado, conforme planejado, e todos os instrumentos de monitoramento funcionaram da forma prevista e o controle das variáveis de soldagem foi realizado sem interrupção durante o processo de soldagem. A Tab. (2) mostra os parâmetros de soldagem. Os dados de simulação do processo para esta soldagem em operação estão na Tab. (3). Tabela 2. Parâmetros de Soldagem. Parâmetros de Soldagem Raiz Reforço Enchimento Acabamento Raiz Reforço Enchimento Acabamento Processo de Soldagem TIG Eletrodo Revestido TIG Eletrodo Revestido Consumível ER-70S-3 ER-70S-3 E-7018 E-7018 ER-70S-3 ER-70S-3 E-7018 E-7018 Tipo de corrente continua continua continua continua continua continua continua continua Polaridade direta inversa inversa inversa direta inversa inversa inversa Tensão (V) a a ,5 24 a Corrente (A) a a a Veloc. Soldagem (cm/min) 4, a a a a 20 Heat imput (J/cm) Tabela 3. Dados do Processo Simulado. Fluido Água potável Água potável Temperatura do Fluido ( C) Pressão do Fluido (Kg/cm 2 ) 0,2 0,2 Vazão do Fluido (L/s) 0,6 0,6 Velocidade de Escoamento do Fluido (m/s) 0,002 0,002 Número de Reynolds Regime de Fluxo Escoamento Laminar Escoamento Laminar Temp. Máxima na parede interna do tubo ( C) t ( ) 1 ( C/s) Método de verificação da variação de temperatura: aquecer com maçarico de corte bico Nº 6, até 400ºC remover a chama e medir a partir de 300ºC até 150ºC, com pirômetro a laser Ensaios Não-Destrutivos Os ensaios não destrutivos foram realizados de acordo com os métodos previstos. Todas as juntas foram aprovadas conforme os critérios de aceitação das normas ASME B 31.3, ASME secção IX e API 1104, visto que não houve identificação defeitos reprováveis Macrografia e Ensaio de Dureza Vickers Na Fig. (3) são mostradas algumas das macrografias preparadas. As seguintes ocorrências foram constatadas: as regiões da junta soldada foram identificadas com clareza, mostrando a quantidade de passes e camadas, definindo a transição metal de adição-metal de base e identificando a largura da ZTA. Não foram constatados descontinuidades tais como: trincas, falta de fusão, cavidades alongadas e falta de penetração. Os critérios para aceitação de macrografia da norma ASME IX definem que, para a aprovação de um procedimento de soldagem, a imagem macrográfica deve demonstrar a ausência de trinca e falta de fusão. Comparando-se os resultados obtidos com os critérios da norma, considera-se as macrografias aprovadas. Figura 3. Macrografias da solda Quente 11 e Quente 6.

6 Os resultados dos ensaios de dureza estão apresentados na Tab. (4). Os valores de dureza encontrados para os 2 procedimentos foram abaixo de 293 HV. A presença de estruturas frágeis para os aços carbono-manganês microligados se caracteriza por apresentar valores de dureza superiores a trezentos e cinqüenta Vickers (Modenesi, 2004). Os valores encontrados, menores que trezentos Vickers (300 HV), indicam que não houve formação de estruturas destas estruturas nas juntas soldadas. Outra observação foi que houve um acréscimo da dureza no metal de solda em comparação aos metais de base (chapa e tubo) e ZTA, mesmo usando os consumíveis de soldagem com os mesmos limites mínimos de escoamento, resistência e dureza especificados do metal de base. Consumíveis com a mesma classificação dos utilizados têm sua dureza variando entre 180 e 220 HV quando em processos de soldagem convencionais, com taxa de resfriamento em torno de 2ºC/s. Outra observação foi que ocorreu uma inversão nos valores de dureza da ZTA em relação à dureza do MS, normalmente nos processos convencionais de soldagem a dureza na ZTA é maior que a dureza do MS, neste trabalho foi o inverso, a dureza do MS foi superior à da ZTA. Estas ocorrências podem ser associadas ao encruamento promovido pelo resfriamento acelerado, causado pela maior taxa de perda de calor nesta solda, pois, em função da menor espessura do tubo a perda de calor para o fluido foi considerada maior. A Fig. (4) mostra o perfil de dureza encontrada no experimento. E faz um comparativo entre os e para os resultados de dureza na face e na raiz da solda. Observando estas figuras pode-se ver que o procedimento com 6mm apresentou durezas maiores que o procedimento. Isto foi atribuído à maior temperatura interna da tubulação constatada no procedimento. Tabela 4. Média dos Resultados do Ensaio de Dureza. Média Desvio Nº de medições Média Desvio Nº de medições Metal Base Tubo 187 4, ,74 10 Metal Base Chapa 229 5, ,55 10 ZTA Tubo Eletrodo Revestido 277 5, ,77 15 MS Eletrodo Revestido 285 2, ,55 15 ZTA Chapa Eletrodo Revestido 277 5, ,72 15 ZTA Tubo TIG 284 3, ,57 15 MS TIG 289 5, ,36 15 ZTA Chapa TIG 284 6, ,69 15 Dureza Média na Face da Solda (Eletrodo Revestido) Dureza Média na Raiz da Solda (TIG) Dureza (HV) Dureza (HV) MB TUBO ZTA TUBO ER MA ER ZTA CHAPA ER MB CHAPA Regiões 180 MB TUBO ZTA TUBO TIG MA TIG ZTA CHAPA TIG Regiões MB CHAPA Figura 4. Perfil de Dureza do Experimento 3.4. Micrografia. A seguir, na Figura 5 pode-se observar micrografias de amostras retiradas do procedimento. Regiões da junta soldada que experimentam temperaturas de pico superiores a 1200ºC, em função do aumento da temperabilidade da região (devido ao aumento do tamanho de grão austenítico), ficam propensas a apresentar uma microestrutura rica em constituintes como bainita e martensita (Modenesi, 2006). Os microconstituintes majoritariamente encontrados nas micrografias do MS e da ZTA foram ferrita acicular, ferrita poligonal intragranular, e ferrita com segunda fase alinhada. Levando a concluir que os procedimentos de solda executados não apresentaram alterações microestruturais na junta soldada.

7 6º CONGRESSO BRASILEIRO DE ENGENHARIA DE FABRICAÇÃO 11 a 15 de Abril de Caxias do Sul - RS MS (500X) MS (500X) Figura 9 Metal de Solda (TIG) 500X RGF (TIG, Chapa) 500X RGF (TIG, Tubo) 400X RGG (TIG, Chapa) 500X RGG (TIG, tubo) 500X Figura 5. Micrografias Ensaios Destrutivos por impacto, tração, Fratura e dobramento Os resultados do ensaio de impacto com entalhe em V estão apresentados na Tab. (5). A energia absorvida (EA) pelo metal base foi 268 J. Para os procedimentos a EA foi superior a 272 J. O procedimento apresentou energia em torno de 126 J. A norma de fabricação de tubos API 5L, para os materiais PSL-2, estabelece para o Grau X60 o valor mínimo de 27 Joules para EA em ensaios realizados a zero grau Celsius.

8 As EA tanto para os procedimentos e quanto para o MB foram superiores aos valores mínimos especificados na norma de fabricação do material. Considera-se, portanto, o resultado do ensaio Charpy como satisfatório. Em observação e comparação dos resultados obtidos, foi possível fazer uma constatação. Houve um aumento na EA para o procedimento em relação ao MB. Já o CP referente ao procedimento com 6mm de espessura apresentou EA menor que do MB e procedimento. Esta queda de EA para o procedimento está associada com as temperaturas internas registradas nas soldas, que alterou a ductilidade do material neste procedimento. Tabela 5. Resultados do Ensaio de Impacto. CP Dimensões Temp. Média Média Proporcional Especificada na Energia Absorvida (J) (mm) (ºC) Absor. (J) ao Padrão (J) Norma (J) Metal de Base 1 55X10X10 Zero 266,0 266,0 273, (mínima) 2 55X10X7,4 Zero 209,0 201,0 203, X10X7,4 Zero 203,0 216,0 199, X10X2,5 Zero 28,0 30,0 39, (mínima) 3 55X10X2,5 zero 38,0 34,0 34, Entalhe no Metal Base, 2 Entalhe no Centro da Solda, 3 Entalhe na ZTA Os resultados do ensaio de tração estão apresentados na Tab. (6). O ensaio foi realizado utilizando o tubo, sendo que a seção reduzida foi localizada na região da solda. Constatou-se o aumento dos limites de escoamento e tração nas regiões soldadas, em comparação com o material de base. Os valores especificados para o tubo, na norma de fabricação API 5L PSL-2, para os limites de escoamento e resistência são respectivamente 415 e 520 MPa. Com base nos resultados de todos os procedimentos, onde os menores valores de limites de escoamento e resistência foram 485 e 535 MPa, respectivamente, pode-se concluir que não foram constatadas alterações nos valores encontrados para os limites de escoamento e resistência em nenhum dos quatro procedimentos. A norma de fabricação API 5L também especifica o alongamento mínimo, que é atribuído em função da espessura do CP, é quanto menor a espessura, de acordo com a norma, menor será o alongamento percentual. Com base nesta norma foi determinado o mínimo alongamento percentual para as duas espessuras utilizadas, que foi de 20% para o CP com 11mm e 17% para o CP com 6mm. O procedimento apresentou em média um alongamento de 16,1%. Já os procedimentos apresentou a média de 21%. O metal base, sem solda, apresentou 33,8%. De um modo geral, o alongamento nos procedimentos e F6 apresentaram valores menores que o do metal base, esta queda na ductilidade é atribuída ao aumento dos limites de escoamento e resistência. Os alongamentos encontrados para foi superiores aos 20% requerido pela norma. Já o procedimento apresentou valor inferior aos 17% da norma. A queda do alongamento no procedimento está associado à temperatura interna alcançada no tubo durante a soldagem, que foi superior ao procedimento (ver Tab. (3) ). Para a qualificação do procedimento de soldagem é requerido, pelas normas ASME IX e API 1104, que a tensão máxima do CP ensaiado para ruptura na região da solda, seja igual ou superior aos valores especificados para o material de base. Os valores de limite de escoamento e alongamento não são especificados para a qualificação de procedimentos de soldagem, por tanto não são requisitos para qualificação de procedimentos de soldagem. Conclui-se com estes resultados, que pelo aspecto do ensaio de tração o procedimento de soldagem está qualificado. Tabela 6. Resultados do Teste de Tração. Tensão de Escoamento (MPa) Tensão Máxima (MPa) Alongamento (%) Redução de FRATURA ensaio norma ensaio norma ensaio norma Área (%) MB ,80 70, ,20 62,24 MB ,80 70,42 MB ,60 64,15 MB ,60 64,05 MS Os ensaios de fratura não evidenciaram nenhuma descontinuidade. O objetivo deste ensaio de acordo com a norma API 1104 é verificar a sanidade da junta soldada de defeitos, tais como: falta de fusão, falta de penetração, inclusão de escoria e porosidade. Através do resultado da avaliação da fratura em confronto com a norma aplicável, constatou-se que todos CP ensaiados foram aprovados. Outra observação foi que não houve presença da indicação conhecida como olho de peixe,

9 que mesmo não sendo considerado como defeito, indica existência de inclusão de hidrogênio e outros gases retidos na rede cristalina. No ensaio de dobramento não foram constadas descontinuidades na região de tração do dobramento. O critério de aceitação da norma API 1104 para este ensaio é a isenção de descontinuidade como trincas ou outras imperfeições semelhantes que excedam 3 mm ou meia espessura do CP, o qual for menor em qualquer direção. Através da análise dos resultados, em confronto com a norma, constatou-se que o ensaio foi considerado aprovado por atender aos requisitos de aceitação da norma. De um modo geral, uma análise dos resultados de tração, impacto e dureza mostra que houve um comportamento em comum, ocorreu uma queda nos valores das propriedades que medem a ductilidade e tenacidade dos materiais, alongamento e resistência ao impacto. Isto foi mais evidente nos procedimentos com espessuras de 6 mm, em relação aos valore do MB e dos procedimentos com 11mm. Também foi observado um aumento da dureza nos procedimentos com menor espessura. Regiões da junta soldada que experimentam temperaturas de pico superiores a 1200ºC, em função do aumento da temperabilidade da região (devido ao aumento do tamanho de grão austenítico), ficam propensas a apresentar uma microestrutura rica em constituintes frágeis. Assim, estas regiões tendem a serem as mais problemáticas na junta soldada, podendo apresentar dureza elevada, perda de tenacidade e ser um local comum para a formação de trincas (Modenesi, 2006). O procedimento apresentou maior dureza e queda na ductilidade, quando comparado com. No entanto não foram observadas trincas na região soldada, o que pode ser comprovado através do ensaio de macrografia e dobramento. Este fato leva a concluir que a temperatura interna é um fator determinante para a alteração das propriedades mecânicas da junta soldada. Com isto, o monitoramento desta temperatura não é essencial somente para evitar a perfuração, como apresentado na norma PETROBRAS N-2163, mas é indispensável para a preservação das propriedades mecânicas dos materiais base e de solda. 4. Conclusões Verificou-se que a soldagem realizada em uma tubulação em operação, com fluxo de água à temperatura em torno de 30ºC, com os processos TIG e Eletrodo Revestido, não provoca alterações nas propriedades mecânicas e microestruturais, que inviabilizem o uso da técnica, pois todos os resultados foram suficientemente satisfatórios, com relação às normas referentes para a qualificação dos procedimentos de soldagem. A partir dos parâmetros de soldagem utilizados e com o respaldo dos resultados dos ensaios foi possível gerar dois Registros de Qualificação de Procedimento de Soldagem (RQPS), pela norma ASME IX e B31.3. Estes RQPS foram utilizados para a qualificação de uma Especificação de Procedimento de Soldagem (EPS) para solda em operação. A principal variável que influencia na alteração das propriedades mecânicas da junta soldada é a temperatura interna atingida durante a soldagem. Quanto menor a espessura, maior a temperatura interna e, consequentemente, maior tendência de aumento de dureza e redução da ductilidade e tenacidade. 5. Referências ASTM American Society for Testing and Materials, 2008, Standard Test Methods and Definitions for Mechanical Testing of Steel Products. ASTM A 370. Revisado em 15/04/ p. ASME American Society for Mechanical Engineers, 2007, ASME Boiler & Pressure Vessel Code Section V Non Destrutive Examination. 01/07/ p. ASTM American Society for Testing and Materials, 2003, Standard Test Method for Vickers Hardness of Metallic Materials. ASTM E 92, 30/07/1982 (Reaprovada em 2003). 9p ASME American Society for Mechanical Engineers, 2008, Qualification Standard For Welding And Brazing Procedures, Welders, Brazers, And Welding And Brazing Operators Section IX (Revisada em 1/07/2008). 245p AWS American Welding Society, 2005, Specification for Carbon Steel Electrodes for Shielded Metal Arc Welding. AWS A 5.1 (Revisada em 15/04/2005). 55p. AWS American Welding Society, 2005, Specification for Carbon Steel Electrodes and Rods for Gas Shielded Arc Welding. AWS A 5.18 (Revisada em 11/08/2005). 44p. API American Petroleum Institute, 2010, Standard for Welding Pipe Lines and Related Facilities, API 1104 (Revisada em 07/04/2010). 50p. ASTM American Society for Testing and Materials, 2010, Standard Specification for Carbon Steel Forgings for Piping Applications, ASTM A105 (Revisada em 01/05/2010). 5p. BRUCE, W. A., 2000a. Overview of In-service Welding Research at EWI. First International Conference on Welding Onto In-Service Petroleum Gas and Liquid Pipelines. March/2000, Wollongong- Australia. BRUCE, W. A., 2000b. Welding Onto In-Service Thin-wall Pipelines. Final Final Report, Project PR , Columbus/OH. Modenesi, P. J., Soldabilidade dos Aços Transformáveis. Departamento de Engenharia Metalúrgica da Universidade Federal de Minas Gerais. Belo Horizonte, MG. 71p.

10 COE, F. R., 1973, Welding Steels Without Hydrogen Cracking. The Welding Institute, Cambridge, United Kingdon. 68p. 6. DIREITOS AUTORAIS Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso incluído no seu trabalho. IN-SERVICE WELDING IN PROCESS PLANTS Abstract: This labor aims to fulfill a in-service welding process Gas Tungsten Arc Welding (GTAW) and Shielded Metal Arc Welding (SMAW), simulating the operation of pipe process plants, with water flow at room temperature. To make the experiment, was used the following materials: pipe API 5L Gr X60, Nominal Diameter12 x 1000 mm, with 6 and 11mm thickness, and pieces of a material with similar chemical composition and weldability of material covered by ASTM A105, with 22mm of tickness and 324 x 600 mm, to simulate the components to be installed in the pipes, these were chosen based on carbon equivalent close to maximum values found in the specifications commonly used. The Welded joints were evaluated by destructive testing (Tensile, Bending, Impact, Nick Break, Macrography, Hardness) and nondestructive (Visual Test, Liquid Penetrant, Magnetic Particle and Ultrasonic), besides an micrographic analysis to evaluate the structural alterations and different areas of the weld. All tests and metallurgical evaluations indicated that the welds show no defects or cold crack, as well as the materials haven't changeling their original specifications, which would compromise their application throughout their campaign in plants, where this technique needs to be applied. Also there weren't burnthrouht, even in the tubes where the thickness of 6mm is considered critical for this occurrence. Two Procedure Qualification Records (PQR) were qualified by ASME B31.3 and ASME IX, supported by the results of the tests compared with the acceptance rules of this norms. With the results, we conclude that the technique without the use of temper bead and the fluid temperatures around 30 C, is viable and doesn't cause damage to materials, when the parameters keep up qualified for this work. Keywords: Welding, In-service Welding, burnthrouht, GTAW, SMAW.