MICROESTRUTURA E TENACIDADE DO AÇO API 5LX GRAU 70 SOLDADO COM ARAME TUBULAR AWS E-81T1-Ni1 E ELETRODO REVESTIDO AWS E-8010-G

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1 MICROESTRUTURA E TENACIDADE DO AÇO API 5LX GRAU 70 SOLDADO COM ARAME TUBULAR AWS E-81T1-Ni1 E ELETRODO REVESTIDO AWS E-8010-G Vicente Afonso Ventrella ventrella@dem.feis.unesp.br Prof. Assistente Doutor do DEM / UNESP. Av. Brasil Centro 56, CEP: Ilha Solteira SP. RESUMO Neste trabalho estudou-se a microestrutura e a tenacidade ao impacto do metal de solda do aço API 5LX Grau 70 (limite de escoamento mínimo de 480 MPa), soldado pelos processos Arame Tubular e Eletrodo Revestido, utilizando-se arame AWS E-81T1-Ni1 e eletrodo AWS E-8010-G, respectivamente. Suas microestruturas foram caracterizadas via microscopia ótica, para análise qualitativa e quantitativa dos constituintes microestruturais, em corpos de prova transversais ao cordão de solda. Foram realizados ensaios de impacto Charpy V para a obtenção de uma correlação entre microestrutura e propriedades mecânicas, no caso a tenacidade ao impacto. Os resultados mostraram que a taxa de resfriamento da junta soldada de aços API X-70 influi na microestrutura final do metal de solda e, a melhoria da tenacidade está relacionada à fração volumétrica de ferrita acicular presente no metal de solda. Espera-se que a conclusão deste trabalho forneça contribuições científicas e tecnológicas de grande valor, pois a soldagem do aço API X-70 é de suma importância, visto que o aço API X-70 é amplamente utilizado na indústria petrolífera, como por exemplo, o Gasoduto Bolívia-Brasil, apresentando características de elevada resistência, aliada a boa soldabilidade e baixo nível de inclusões. Palavras-chave: soldagem, aço API, microestrutura, eletrodo revestido e arame tubular. INTRODUÇÃO Na fabricação de tubos de grande espessura, há necessidade de uso de aços de alta resistência mecânica à tração, como por exemplo, os aços da série API 5L X70 ( limite de escoamento mínimo de 480 MPa ). Especificações internacionais requerem elevadas propriedades de impacto para este aço e, naturalmente, também para as suas juntas soldadas ( o metal de solda deve absorver 56 J a 20 C e 40 J a 25 C ). Estas exigências refletem não apenas a necessidade dos aços e das juntas soldadas possuírem uma temperatura de transição a mais baixa possível (característica essencial para usos em regiões frias), mas também um elevado patamar superior de energia de impacto, particularmente em gasodutos, cujas elevadas tensões de serviço podem contribuir para a ocorrência de falha no modo dúctil de propagação de trincas (Kirkwood, 1996). Os aços API, com características de elevada resistência, aliada a boa soldabilidade, baixo nível de inclusões e boa qualidade superficial, são especificados pela Americam Petroleum Institute

2 (API), no caso a API 5L (API, 1995). De acordo com as exigências dos tubos, as qualidades API-5L-A e B são usadas em tubulações de baixa pressão, enquanto que as API-5L-X42, X46, X52, X60 e X-70 são utilizadas em tubulações de alta pressão. O principal guia para a soldagem de tubulações é a norma API 1104, a qual fornece dados necessários à obtenção de juntas soldadas com boas qualidades. As juntas em tubulações são soldadas no campo e somente do lado externo. Como o tubo é fixo, a soldagem deve ser realizada em todas as posições. O tipo de eletrodo revestido geralmente utilizado na soldagem de tubulações é o AWS EXX10, pois possui elevada penetração e pode ser utilizado em todas as posições. Nos dias atuais o eletrodo revestido celulósico começa a ser substituído pelo processo automático com arame tubular. Isso vem acontecendo muito lentamente, pois a indústria de soldagem de tubulações é muito conservadora (Widgery, 1995; AWS, 1992). Até hoje a terminologia dos diversos constituintes presentes em metais de solda dos aços baixa liga, no caso os aços API, não está totalmente padronizada. A terminologia adotada pelo Instituto Internacional de Soldagem (IIW / IIS), baseada fundamentalmente em observações feitas com microscopia ótica e na relação constituinte-tenacidade ainda é a mais utilizada, onde os microconstituintes são definido como segue (Dolby,1996): a) Ferrita Primária de Contorno de Grão - PF(G) b) Ferrita Poligonal Intragranular - PF (I) c) Ferrita Acicular - AF d) Ferrita com Segunda Fase Alinhada - FS (A) e) Ferrita com Segunda Fase Não Alinhada - FS (NA) f) Agregado Ferrita-Carboneto - FC g) Martensita - M Enquanto as vantagens do uso do arame tubular vêm se disseminando rapidamente em vários segmentos da indústria, a soldagem, de aços API para tubulações, tem se mostrado uma indústria conservadora, adaptando-se muito lentamente ao uso do arame tubular. Parece que esta situação está começando a mudar. Uma razão pela qual a soldagem semi-automática com arames sólidos não substituiu a soldagem por eletrodos revestidos na indústria de tubulações foi em função do receio do aparecimento de defeitos como a falta de fusão. A principal razão porque o arame tubular vem substituindo o eletrodo revestido na indústria naval, é justamente em função de sua baixa susceptibilidade à falta de fusão. Até recentemente não se considerava viável a troca do arame sólido por arame tubular em soldagem de tubulações automatizadas, entretanto essa troca começa a ser vista como lógica. Por exemplo, pode-se trocar um arame sólido de 1,0 mm por um arame tubular de 1,2 mm, pois o arame tubular apresenta menor densidade. Com isso é possível aumentar a produtividade em até 20% e reduzir a incidência de defeitos. Nos locais onde o gás de proteção não é disponível, pode-se utilizar o processo arame tubular auto-protegido, isto é, sem gás de proteção. Infelizmente, tem-se uma queda na produtividade quando comparado ao processo com gás. Entretanto, essa situação pode mudar à medida que os gasodutos na Ásia Central comecem a ser construídos (Widgery, 1995).

3 MATERIAIS E MÉTODOS Como metal de base foram utilizadas chapas de aços API 5L X Grau 70, com 10,8 mm de espessura. A designação do aço é realizada pela Americam Petroleum Institute (API), especificamente a API 5L. Sua aplicação está voltada para as condições onde resistência mecânica, tenacidade e peso são requisitos principais. Dentre estas cita-se tubulações para gás natural, tubulações para petróleo, estruturas off-shore, etc. A composição química analisada e o carbono equivalente (CE), bem como as propriedades mecânicas do aço API X-70 estão apresentadas na Tabela 1 e 2, respectivamente. Tabela 1: Composição química analisada (% em peso) e carbono equivalente (CE) do aço API 5L X-70. Elem. C Mn Si P S Ni Mo V Nb Al CE Teor % 0,117 1,49-0,018 0, ,020 0,017 0,014 0,37 Tabela 2: Propriedades Mecânicas do aço API 5L-X70. Limite de escoamento (MPa) 524 Limite de resistência à tração (MPa) 660 Energia Charpy V a 0 C (J) 96 (Dimensão do corpo de prova: 10mm x 10mmx 55mm) Dados fornecidos pela USIMINAS Como consumíveis de soldagem foram utilizados eletrodos revestidos celulósicos AWS E8010G com 3,25 mm de diâmetro, e arame tubular AWS E81T1-Ni1 com 1,6 mm de diâmetro, protegido com 75% Argônio e 25 % CO 2, todos designados sob a norma Americam Welding Society (AWS), respectivamente AWS A5.5 e AWS A5.29. A composição química dos consumíveis está representada na tabelas 3. Tabela 3: Composição química analisada (% em peso) dos consumíveis. Eletrodo AWS E8010G Elem. C Mn Si P S Ni Mo V Nb Al Teor % 0,055 O,46 0, ,006 0,018 0, Arame AWS E81T1Ni1 Elem. C Mn Si P S Ni Mo V Nb Al Teor % 0,085 1,92 0,68-0,023 0, O procedimento e parâmetros de soldagem adotados para a obtenção dos diversos corpos de prova foram através de combinações entre corrente / tensão de soldagem e temperatura do metal de base para os processos eletrodo revestido (série ER) e arame tubular (série AT).

4 i) processo eletrodo revestido - posição de soldagem plana - eletrodo AWS E8010G com 3,25 mm de diâmetro - corrente contínua com eletrodo positivo ( polaridade inversa, CC + ) - soldagem de juntas de topo, chanfro X 60 - Corrente ( 80 a 120 A ) - Velocidade de soldagem ( 150 mm/min ) - Temperatura do metal base ( 0, 25 e 300 C ) ii) processo por arame tubular - posição de soldagem plana - arame AWS E81T1-Ni1 com 1,6 mm de diâmetro - corrente contínua com eletrodo positivo ( polaridade inversa, CC + ) - soldagem de juntas de topo, chanfro X 60 - Tensão do arco elétrico ( 26 a 32 V ) - Stick-out ( 19 mm ) - Velocidade de soldagem ( 400 mm/min ) - Temperatura do metal base ( 0, 25 e 300 C ) Foram realizados ensaios de impacto Charpy V, segundo normas da ASTM E-23, a 3 (três) diferentes temperaturas (-20 o C, 0 o C e 25 o C), sendo que a cada temperatura foram ensaiados 3 (três) corpos de prova com seção de 10 X 10 X 55 mm com entalhe central em V 45 º. Ver Figura 1. Figura 1: Corpo de prova Charpy.

5 RESULTADOS Toda identificação e caracterização microestrutural do metal de solda, foi realizada na região colunar do segundo passe, onde se observou com freqüência a presença de veios finos de ferrita primária delineando o contorno de grão da austenita prévia. O resultado da avaliação microestrutural dos cordões de solda apresentou basicamente Ferrita de Contorno de Grão - PF(G), Ferrita Poligonal Intragranular - PF (I), Ferrita Acicular - AF, e Ferrita com Segunda Fase FS. Os resultados das medidas quantitativas das microestruturas das amostras das séries AT e ER estão mostrados nas tabelas 4 e 5, respectivamente. Tabela 4: Resultados da metalografia quantitativa da série AT. Amostras Tensão (V) Temp. ( C) AF PF (I) PF (G) FS (A) FS (NA) AT AT AT AT AT AT AT AT AT Tabela 5: Resultados da metalografia quantitativa da série ER. Amostras Tensão (V) Temp. ( C) AF PF (I) PF (G) FS (A) FS (NA) ER ER ER ER ER ER ER ER ER No caso das amostras soldadas por arame tubular, por exemplo, a amostra AT01, a qual foi soldada com tensão de 26 volts e metal de base na temperatura de 0 C, sendo, portanto a amostra que sofreu a maior taxa de resfriamento, em função do baixo aporte térmico, apresentou uma microestrutura com menor fração volumétrica de ferrita acicular ( 59 % ), sendo sua microestrutura composta basicamente de ferrita com segunda fase alinhada (20%), além de 15% de ferrita primária

6 de contorno de grão PF(G), 1% de ferrita primária poligonal intergranular PF(I) e 5% de ferrita com segunda fase não alinhada FS(NA). A figura 2a mostra uma microestrutura representativa do metal de solda da amostra AT01 obtida por microscopia ótica, onde é possível observar uma considerável fração volumétrica de ferrita com segunda fase alinhada FS (A), um constituinte microestrutural que reduz a tenacidade da junta soldada. Por outro lado, a amostra AT09 a qual foi soldada com tensão de 32 volts e metal de base pré-aquecido a 300 C, sendo, portanto a amostra que sofreu o maior aporte térmico, e conseqüentemente a menor taxa de resfriamento, apresentou uma microestrutura com elevada fração volumétrica de ferrita primária (27%), sendo 25% de ferrita primária de contorno de grão e 2% de ferrita primária poligonal intergranular, além de 69% de ferrita acicular e 4 % de ferrita com segunda fase. A figura 2c mostra a microestrutura representativa do metal de solda da amostra AT09. A amostra AT05 foi soldada com uma tensão de 29 volts e metal de base a temperatura de 25 C, sendo, portanto uma condição média de taxa de resfriamento. Observando a tabela 4 podemos ver que a amostra AT05 apresentou 75% de ferrita acicular, 5% de ferrita com segunda fase alinhada, 15% de ferrita primária de contorno de grão, 1% de ferrita primária poligonal intergranular e 4% de ferrita com segunda fase não alinhada. PF(G) Ferrita Prim. (Cont. Grão) PF(I) Ferrita Prim. (Polig. Intrag) AF Ferrita Acicular FS(A) Ferrita Seg. Fase Alinhada FS(NA) Fer. Seg. Fase ñ Alinhada FC Agregado Ferr. Carboneto M Martensita 10 m Figura 2: Microestruturas das amostras: a) AT-01, b) bat-05, c) AT-09. Microscopia ótica. Aumento 500 X. Ataque nital 2%.

7 No caso das amostras soldadas pelo processo eletrodo revestido, por exemplo, a amostra ER01, a qual foi soldada com corrente de 80 amperes e metal de base na temperatura de 0 C, sendo, portanto a amostra da série ER que sofreu a maior taxa de resfriamento, em função do baixo aporte térmico, apresentou uma microestrutura com pequena fração volumétrica de ferrita acicular (16 %), sendo sua microestrutura composta basicamente de ferrita com segunda fase alinhada (46%), além de 18% de ferrita primária de contorno de grão PF(G), 9% de ferrita primária poligonal intergranular PF(I) e 11% de ferrita com segunda fase não alinhada FS(NA). A figura 3a mostra uma microestrutura representativa do metal de solda da amostra ER01 obtida por microscopia ótica, onde é possível observar uma grande fração volumétrica de ferrita com segunda fase alinhada FS(A), um constituinte microestrutural que reduz a tenacidade da junta soldada. Por outro lado, a amostra ER09 a qual foi soldada com corrente de 120 amperes e metal de base pré-aquecido a 300 C, sendo, portanto a amostra que sofreu o maior aporte térmico, conseqüentemente a menor taxa de resfriamento, apresentou uma microestrutura com elevada fração volumétrica de ferrita primária (48%), sendo 33% de ferrita primária de contorno de grão e 15% de ferrita primária poligonal intergranular, além de 42% de ferrita acicular e 10 % de ferrita com segunda fase. A figura 3c mostra a microestrutura representativa do metal de solda da amostra ER-09. PF(G) Ferrita Prim. (Cont. Grão) PF(I) Ferrita Prim. (Polig. Intrag) AF Ferrita Acicular FS(A) Ferrita Seg. Fase Alinhada FS(NA) Fer. Seg. Fase ñ Alinhada FC Agregado Ferr. Carboneto M Martensita 10 m Figura 3: Microestruturas das amostras: a) ER-01, b) ER-05, c) ER-09. Microscopia ótica. Aumento 500 X. Ataque nital 2%.

8 A amostra ER-05 foi soldada com uma corrente de 100 amperes e metal de base a temperatura de 25 C, sendo, portanto uma condição média de taxa de resfriamento. Observando a tabela 5 podemos ver que amostra ER-05 apresentou 48% de ferrita acicular, 22% de ferrita com segunda fase alinhada, 12% de ferrita primária de contorno de grão, 6% de ferrita primária poligonal intergranular e 12% de ferrita com segunda fase não alinhada. Observou-se que a utilização de corrente de soldagem ou tensão do arco elétrico baixas, além de favorecer a formação da ferrita com segunda fase alinhada, resultou em juntas soldadas com presença de descontinuidades do tipo falta de fusão, falta de penetração e escória no interior do cordão, o que também reduz a tenacidade da junta soldada. Dessa forma, podemos observar que na soldagem do aço API X-70 com o eletrodo revestido AWS E-8010G e com o arame tubular AWS E-81T1-Ni1, a taxa de resfriamento do metal de solda é um fator determinante da microestrutura resultante, isto é, o aumento da taxa de resfriamento favoreceu o aparecimento de constituintes do tipo ferrita com segunda fase alinhada, reduzindo a fração volumétrica de ferrita acicular. Por outro lado, com baixas taxas de resfriamento favoreceu-se o aparecimento de constituintes do tipo ferrita primária de contorno de grão e ferrita primária poligonal intergranular, reduzindo a fração volumétrica de ferrita acicular. Analisando ainda as tabelas 4 e 5, podemos observar que os constituintes microestruturais, do metal de solda do aço API, que sofreram maior variação em função da taxa de resfriamento foi a ferrita acicular AF, a ferrita com segunda fase alinhada FS (NA) e a ferrita primária de contorno de grão PF(G), sendo os dois últimos, constituintes que reduzem a tenacidade da junta soldada, principalmente a ferrita com segunda fase alinhada. Podemos observar que, na soldagem de chapas de aço API X-70 tanto com eletrodos revestidos quanto com arame tubular, no caso o AWS E-8010G e o AWS E81T1-Ni1, a temperatura do metal de base deve ser controlada, principalmente em regiões frias, o que poderia favorecer o aparecimento de constituintes do tipo ferrita com segunda fase alinhada. Outro ponto a ser controlado é a temperatura entre-passes, isto no caso da soldagem multi-passe, onde o metal de solda sofre aquecimento entre um passe e outro. Nesse caso ocorreria o aparecimento de constituintes do tipo ferrita primária de contorno de grão e, conseqüentemente, redução da fração volumétrica de ferrita acicular. Podemos dizer também que o efeito isolado, tanto da temperatura do metal de base quanto da corrente/tensão de soldagem, alteram a microestrutura final do metal de solda, sendo o efeito da temperatura mais significativo do que o efeito da corrente/tensão de soldagem. Os resultados da energia de impacto Charpy V absorvida (médias aritméticas dos valores obtidos) estão mostrados nas tabelas 6 e 7 (ensaios realizados nas temperaturas de -20 C, 0 C e 25 C). Além disso, as tabelas mostram os valores de corrente, tensão, temperatura do metal de base e a quantidade de ferrita acicular (AF) presente em cada corpo de prova.

9 Tabela 6: Valores médios da energia de impacto Charpy V nas temperaturas -20 C, 0 C e 25 C, tensão de soldagem, temperatura do metal de base e teor de ferrita acicular (AF) presente no segundo cordão de solda. Série AT. Energia Charpy (J) Tensão Temp. AF Amostras -20 C 0 C 25 C (V) ( C) (%) AT AT AT AT AT AT AT AT AT Tabela 7: Valores médios da energia de impacto Charpy V nas temperaturas -20 C, 0 C e 25 C, corrente de soldagem, temperatura do metal de base e teor de ferrita acicular (AF) presente no segundo cordão de solda. Série ER. Energia Charpy (J) Corrente Temp. AF Amostras -20 C 0 C 25 C (A) ( C) (%) ER ER ER ER ER ER ER ER ER

10 Os resultados mostrados nas tabelas 6 e 7 para os diferentes corpos de prova mostraram que a energia absorvida aumenta, em geral, com a temperatura de ensaio, independentemente da condição de soldagem. Existem algumas exceções a este comportamento, isto provavelmente ocorreu devido a descontinuidades no metal de solda, por exemplo, uma condição de baixo aporte térmico poderia gerar uma junta soldada com falta de fusão e/ou falta de penetração. Observou-se também que quanto maiores foram as tensões e correntes de soldagem, em geral, maior é a energia absorvida. Observou-se também que quanto maior for o teor de ferrita acicular (AF), no metal de solda, maior será a energia absorvida na junta soldada. Dessa forma, pode-se dizer que a qualquer das três temperaturas, a energia absorvida aumenta com a quantidade de ferrita acicular. Essa redução de ferrita acicular é explicada em função das condições com baixa taxa de resfriamento favorecerem a formação de constituintes como ferrita primária de contorno de grão PF( G ) e ferrita primária poligonal intragranular PF( I ), reduzindo portanto a ferrita acicular. As figuras 4a, 4b e 4c que representam as amostras obtidas por eletrodo revestido e, as figuras 5a, 5b e 5c que representam as amostras obtidas por arame tubular, mostram na forma de equações de regressão que quanto maior for a fração volumétrica de ferrita acicular (AF), no metal de solda, maior será a energia absorvida na junta soldada. Observa-se no caso do processo por eletrodo revestido, uma boa correlação linear entre a energia de impacto às três temperaturas do ensaio e os teores de ferrita acicular. Dessa forma, pode-se dizer que a qualquer das três temperaturas, a energia absorvida aumenta quase que linearmente com a quantidade de ferrita acicular. Já no caso do processo arame tubular observa-se um comportamento não linear entre a fração volumétrica de ferrita acicular e a energia absorvida. Essas equações fornecem a energia de impacto absorvida em função da fração volumétrica de AF presente no metal de solda. As tabelas 8 e 9 mostram as equações de regressão linear, para as séries ER e AT, com seus respectivos coeficientes de correlação para as três temperaturas de ensaio. O comportamento diferenciado dos gráficos [% AF x Energia Absorvida] para os processos de soldagem eletrodo revestido (linear) e arame tubular (não linear) pode ser explicado pela presença de microconstituintes do tipo AM presentes no interior das colônias de ferrita acicular. Por exemplo, no caso da soldagem por eletrodo revestido o aumento da fração volumétrica de AF está acompanhado de um aumento da fração de microconstituintes AM maior do que no caso da soldagem por arame tubular, fato que explica um menor ganho de tenacidade das juntas soldadas por eletrodo revestido (comportamento linear) do que aquelas obtidas por arame tubular. Os microconstituintes não foram identificados nesse trabalho, pois para uma boa caracterização deve-se utilizar um microscópio eletrônico de varredura (MEV). Do ponto de vista tecnológico, essa constatação mostraria que a indústria de tubulações poderia substituir o processo de soldagem dos tubos API X-70 de eletrodo revestido (AWS E-8010-G) por arame tubular (AWS E-81T1-Ni1), pois as juntas soldadas com arame tubular resultariam em um maior ganho de tenacidade com menor fração volumétrica de ferrita acicular, do que no caso das juntas soldadas por eletrodo revestido. Hoje o processo de soldagem mais utilizado na indústria de tubulações ainda é o processo por eletrodo revestido, pois essa indústria é extremamente conservadora.

11 Tabela 8: Correlação entre a energia de impacto Charpy V e o teor de ferrita acicular (AF) no metal de solda (série ER). Equação de regressão Coeficiente de correlação, r 2 E(-20) ER = 39, ,2277 * (AF) 0,8226 E( 0 ) ER = 46, ,3159 * (AF) 0,8433 E(25) ER = 51, ,3192 * (AF) 0,7825 Tabela 9: Correlação entre a energia de impacto Charpy V e o teor de ferrita Equação de regressão acicular (AF) no metal de solda (série AT). Coeficiente de correlação, r² E(-20) AT = 586,571-18,925*AF + 0,1595*AF² 0,81413 E(0) AT = 463,143-15,185*AF + 0,1331*AF² 0,85063 E(20) AT = 532,158-16,845*AF + 0,1428*AF² 0,74832 As tabelas 6 e 7 mostram claramente o fato, de que a melhoria da tenacidade da junta soldada está relacionada à fração volumétrica de ferrita acicular presente no metal de solda. No caso dos corpos de prova soldados pelo processo eletrodo revestido, observa-se que o corpo de prova ER08, o qual apresentou 78% de ferrita acicular no metal de solda, absorveu os maiores níveis de energia de impacto às temperaturas estudadas, isto é, 61J a 20ºC, 69J a 0ºC e 74J a 25ºC. Por outro lado, o corpo de prova com menor fração volumétrica de ferrita acicular, 16%, no caso o corpo ER01, apresentou os menores níveis de energia, isto é, 43J a 20ºC, 48J a 0ºC e 47J a 25ºC. Aliás, este fato confirma o que foi observado nas figuras 4a, 4b e 4c. No caso dos corpos de prova obtidos pelo processo arame tubular, o corpo de prova AT-06, o qual apresentou 80% de ferrita acicular no metal de solda, absorveu os maiores níveis de energia de impacto às temperaturas estudadas, isto é, 99J a 20ºC, 107J a 0ºC e 100J a 25ºC. Por outro lado, o corpo de prova com menor fração volumétrica de ferrita acicular, 59%, no caso o corpo AT01, apresentou os menores níveis de energia, isto é, 45J a -20ºC, 50J a 0ºC e 52J a 25ºC, confirmando o que foi observado nas figuras 5a, 5b e 5c.

12 Energia absorvida, J E(-20) = 39, ,2277 * (AF) r 2 = 0, Ferrita acicular, % Figura 4a: Variação da energia de impacto Charpy V em função do teor de ferrita acicular (%) para ensaio de tenacidade a 20 C. Série ER. Energia absorvida, J E(0) = 46, ,31597 * (AF) r 2 = 0, Ferrita acicular, % Figura 4b: Variação da energia de impacto Charpy V em função do teor de ferrita acicular (%) para ensaio de tenacidade a 0 C. Série ER. Energia absorvida, J E(25) = 51, ,31925 * (AF) r 2 = 0, Ferrita acicular, % Figura 4c: Variação da energia de impacto Charpy V em função do teor de ferrita acicular (%) para ensaio de tenacidade a 25 C. Série ER.

13 E(-20)=586,571-18,925 *AF+0,1595 *AF² r²=0, Energia absorvida J Ferrita Acicular % Figura 5a: Variação da energia de impacto Charpy V em função do teor de ferrita acicular para ensaio de tenacidade a 20 C. Série AT. 110 E(0)=463,143-15,185 *AF+0,1331 *AF² r²=0, Energia absorvida J Ferrita Acicular % Figura 5b: Variação da energia de impacto Charpy V em função do teor de ferrita acicular para ensaio de tenacidade a 0 C. Série AT. 100 E(25)=532,158-16,845 *AF+0,1428 *AF² r²=0, Energia absorvida J Ferrita Acicular % Figura 5c: Variação da energia de impacto Charpy V em função do teor de ferrita acicular para ensaio de tenacidade a 25 C. Série AT.

14 CONCLUSÕES O aumento da corrente de soldagem e da tensão do arco elétrico para corpos de prova a 0ºC, aumenta a fração volumétrica de ferrita acicular (AF). O aumento da temperatura do metal de base, quando a corrente de soldagem está na faixa de 80 a 100A (processo eletrodo revestido) e a tensão do arco elétrico está na faixa de 26 a 29V (processo arame tubular), resulta em um aumento da fração volumétrica de ferrita acicular (AF). Observou-se uma interação mais significativa da temperatura do metal de base do que da corrente de soldagem ou tensão do arco elétrico em relação à fração volumétrica de ferrita acicular-af. A tenacidade do metal de solda varia em função dos parâmetros corrente de soldagem, tensão do arco elétrico e temperatura do metal de base, comportamento este devido, fundamentalmente, ao aumento da fração volumétrico do ferrita acicular. As juntas soldadas pelo processo arame tubular apresentaram melhor tenacidade do que as juntas soldadas pelo processo eletrodo revestido. A condição de melhor tenacidade para o processo eletrodo revestido foi obtida a 120A e 25 C (74 J) e, no processo arame tubular a 29V e 300 C (107 J). O aumento de tenacidade apresenta uma relação linear com o aumento da fração volumétrica de ferrita acicular no caso de corpos de prova soldados pelo processo eletrodo revestido e uma relação não linear no caso de corpos de prova soldados pelo processo arame tubular. AGRADECIMENTOS Os autores agradecem à USIMINAS e FAPESP pelo apoio ao desenvolvimento deste trabalho. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICASS 1. American Petroleum Institute Specification for Line Pipe 5L. API, Washington, April, 25p, American Welding Society Welding Handbook., vol. 4, 8 ed., Miami, USA, Dolby,R.E. Guidelines for classification of ferritic steel weld metal microstructural constituents using the light microscope. Welding in the World, Kirkwood, P.R.; Tait, W.P. Developments in welding consumables for the seam welding of high strength X70 line pipe. Paper 33 IIW, pp , Widgery, D. Linepipe welding beyond Svetsaren, vol. 54, 1999, pp

15 API 5LX GRADE 70 STEEL MICROSTRUCTURE AND THOUGHNESS WELDED BY AWS E-81T1-Ni1 AND AWS E-8010-G CONSUMABLES ABSTRACT The present work has been studied the API X-70 (Minimum Yield Strength 480 MPa) steel weld metal microstructure and toughness welded by Flux Cored Arc Welding and Shielded Metal Arc Welding, in different cooling rates, using AWS E-81T1-Ni1 and AWS E8010G stick. The microstructures were characterized by optical microscopy, to qualitative and quantitative analysis of the micro structural constituents, present in transversal welded samples. Impact Charpy V tests showed that API X-70 steel weld metal cooling rate is related with weld metal microstructure obtained and, good toughness is related to high volume fraction of acicular ferrite. Important scientific and technologic contributions were obtained with this work since API X-70 steel is largely used in petroleum industry, like Bolivia- Brazil pipeline, showing high tensile strength with good weldability and low inclusions level. Key-words: welding; API steel, microstructure, SMAW and FCAW.