AVALIAÇÃO DA SUSCEPTIBILIDADE À FORMAÇÃO DE TRINCAS A FRIO EM JUNTAS SOLDADAS DE AÇOS ARBL RESUMO INTRODUÇÃO

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1 AVALIAÇÃO DA SUSCEPTIBILIDADE À FORMAÇÃO DE TRINCAS A FRIO EM JUNTAS SOLDADAS DE AÇOS ARBL RAIMUNDO CARLOS SILVERIO FREIRE JÚNIOR, THEOPHILO M. MACIEL, PAULO GUEDES DA SILVA DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA - CCT - UFCG CEP Campina Grande, PB, Brasil - freirej@ufrnet.br, theo@dem.ufcg.edu.br RESUMO Este trabalho avalia a influência da variação da temperatura de pré-aquecimento, do tempo de ressecamento do eletrodo, da composição química e da espessura do metal de base sobre a formação de trincas a frio induzidas pelo hidrogênio em juntas soldadas de aços de Alta Resistência e Baixa Liga e sua relação com a microestrutura e a dureza resultante. Para tanto foram analisadas a presença de trincas a frio em corpos de prova para ensaios Tekken confeccionados com chapas de aço SAR 80 T, 100 T e 120 T com diferentes espessuras e soldadas por processo ao Arco Elétrico com Eletrodo Revestido sem pré-aquecimento e com pré-aquecimento de 100, 180 e 250 C com os eletrodos AWS E G e G, não ressecados e ressecados por 2, 3 e 4 horas. Os resultados obtidos indicaram o surgimento de trincas apenas nos metais de solda com a combinação dos valores de dureza superiores a 230 Hv e com percentuais de Ferrita Acicular acima de 93 % obtidos sem préaquecimento, e ainda que os metais solda obtidos com chapas de maior espessura, embora apresentassem menor valor de Carbono Equivalente, foram mais susceptíveis às trincas a frio. INTRODUÇÃO O grande avanço tecnológico ocorrido nas últimas décadas tem contribuído consideravelmente no desenvolvimento de novos materiais. Dentre estes materiais os aços se destacam como os mais utilizados e comercializados mundialmente. Neste sentido, mais aços com maiores limites de resistência e com maiores valores de tenacidade têm sido desenvolvidos, como por exemplo os aços de Alta Resistência e Baixa Liga (ARBL). Entretanto, uma das principais características para comercialização de um novo tipo de aço é a sua soldabilidade, tendo sido portanto necessário um desenvolvimento tecnológico nesta área, para viabilizar sua utilização. Um dos maiores problemas encontrados na soldagem dos aços de Alta Resistência e Baixa Liga (ARBL) são as trincas a frio induzidas pelo hidrogênio. Sendo assim, compreende-se que dos bilhões de dólares gastos pelas industrias de todo mundo que trabalham com soldagem de manufaturados pelo menos 20 % são utilizados para resolver este tipo de problema. Os principais fatores que contribuem para a formação de trincas a frio são um alto percentual de hidrogênio difusível, temperaturas inferiores a 200 C, microestrutura frágeis e altos níveis de tensão residual da junta soldada [Wainer et al., 1992]. Todos estes fatores são fortemente influenciados pela variação do tempo de resfriamento Dt8/5 na junta soldada, que por sua vez pode ser modificada alterando-se a energia de soldagem, a temperatura de préaquecimento ou a espessura da chapa. Com relação ao teor de hidrogênio na junta soldada, além da taxa de resfriamento, o ressecamento do eletrodo tem um papel fundamental para a diminuição dos seus valores. Além disso, quando a junta soldada possuir valores de dureza muito elevados, a influência dos fatores citados acima é maior. Por este motivo, a análise da dureza do material é bastante utilizada para avaliar a susceptibilidade da junta a este tipo de defeito.

2 Devido a microestrutura frágil da zona afetada termicamente e os seus valores de dureza elevados, normalmente, as trincas a frio induzidas pelo hidrogênio se iniciam e propagam-se nesta região. Porém este tipo de trinca também pode ocorrer no metal de solda, quando a dureza e a restrição à dilatação desta região for muito elevada [Alcantara et al., 1984]. Neste trabalho foi avaliada a influência da temperatura de pré-aquecimento, do ressecamento do eletrodo, da combinação entre metal de base e de adição e da variação da espessura da chapa na formação de trincas a frio induzidas pelo hidrogênio em juntas soldadas de aços ARBL e a sua relação com a microestrutura e a dureza resultante. MATERIAIS E MÉTODOS O processo de soldagem utilizado foi ao Arco Elétrico com Eletrodo Revestido (SAER), utilizando-se como consumíveis os eletrodo AWS E G e AWS E G e como metal de base chapas de aço denominados comercialmente por SAR 120 T, SAR 100 T e SAR 80 T com 31 mm, 11 mm e 11 mm de espessura, respectivamente. Para a avaliação da presença de trincas foram realizados ensaios denominados Tekken. Este ensaio consiste em executar a solda teste em corpos de prova com as dimensões indicadas na figura 1. Inicialmente são executadas as soldas de restrição e em seguida as soldas teste, verificando-se a presença de trincas 48 horas após a execução da soldagem. Para observação da presença de trincas na solda teste, os corpos de prova foram seccionados em oito partes iguais, como ilustra a figura 2. Para calcular a energia de soldagem utilizou-se um voltímetro para medir a tensão da máquina, um cronômetro para medir o tempo de soldagem, em segundos, e um milivoltímetro para medir, indiretamente, a corrente, a partir de um shunt de 200 A/60 mv ligado em série com a máquina. Substituindo-se os valores da tensão, da corrente e da velocidade (espaço da solda teste, 80 mm, pelo tempo gasto) na fomula 1 encontra-se a energia de soldagem E em kj/mm. E VI = f 10 3 (1) v Os valores E, V, I e v representam, respectivamente, a energia de soldagem (kj/mm), a tensão (Volts), a corrente (A) e a velocidade de soildagem (mm/s). f é a eficiência do arco elétrico e para soldagens com Arco Elétrico com Eletrodo Revestido o valor é 0,8. As soldagens foram realizadas utilizando-se energias de soldagem em torno de 2 kj/mm e utilizando-se metais de base sem pré-aquecimento e com pré-aquecimentos de 100, 180 e 250 C. Os eletrodos foram utilizados sem ressecamento e ressecados por 2, 3 e 4 horas a uma temperatura de 240 C. Para cada condição de soldagem utilizada foram feitos três ensaios na qual obteve-se resultados aproximadamente idênticos, para todos os casos. Para o cálculo do Carbono Equivalente, utilizou-se a fórmula adotada pelo International Institute of Welding (IIW) apresentada à seguir [IIW/IIS DOC , 1974]. Mn Cr+ Mo+ V Ni+ Cu CE= C+ + + (2)

3 Para melhor análise dos dados, foram utilizados códigos para cada combinação de metal de base e metal de adição. Sendo assim a combinação do aço SAR 120T com o eletrodo AWS E G terá o código 120T/E12018, do aço SAR 100 T com o eletrodo AWS E G terá o código 100T/E12018, do aço SAR 80 T com o eletrodo AWS E G terá o código 80T/E12018 e do aço SAR 100 T com o eletrodo AWS E G terá o código 100T/E A Tabela 1 mostra as composições químicas resultantes nos metais de solda de cada combinação de chapa e eletrodo na soldagem e os seus respectivos valores de Carbono Equivalente. O processo de identificação e contagem de microestruturas foi executado utilizando-se um aumento de 400 vezes. O método quantitativo utilizado foi o de contagem de pontos. Para tanto foi construída uma tela com 100 pontos, que foi sobreposta ao Ecram do microscópio. As interseções das linhas das grades delimitam várias áreas e cada uma delas serve para identificar o microconstituinte presente. Posteriormente à identificação de todas as áreas contam-se os pontos. Foram analisadas 14 regiões no metal de solda, e como a grade continha 100 pontos, foram totalizados 1400 pontos por amostra, como se pode verificar na figura 3. Tabela 1: Valores das composições químicas e dos Carbonos Equivalente (CE) dos metais de solda ELEMENTO 100T/E T/E T/E T/E11018 C 0,099 0,094 0,087 0,083 S 0,015 0,019 0,028 0,028 Mn 1,552 1,585 1,557 1,446 Si 0,275 0,440 0,272 0,291 P 0,054 0,041 0,068 0,051 Cr 0,542 0,587 0,529 0,424 Cu 0,101 0,025 0,083 0,082 Mo 0,368 0,304 0,376 0,412 V 0,140 0,020 0,117 0,137 Ni 1,642 1,716 1,355 1,564 Nb 0,003 0,003 < 0,003 0,006 B < 0,002 < 0,002 < 0,002 < 0,002 CE 0,684 0,657 0,647 0,628

4 Figura 1: Esquema do corpo de prova do Ensaio TEKKEN Figura 2: Esquema do seccionamento dos corpos de prova Para avaliar o efeito da dureza do metal de solda na formação de trincas a frio, os corpos de prova foram submetidos a ensaios de dureza Vickers com uma carga de 5 kg. As medidas de dureza foram executadas em pontos superiores, inferiores e central do metal de solda. Para cada região foram feitas 5 medidas de dureza, totalizando 15 medidas por amostra, conforme é mostrado na figura 4.

5 x x x x x x x x x x x x x x 400 vezes Figura 3: Ilustração das 14 regiões analisadas em cada corpo de prova e da grade do microscópio com 100 pontos x x x x x x x x x x x x x x x Figura 4: Ilustração dos pontos onde foram executadas as medições de dureza Vickers do metal de solda RESULTADOS E DISCUSSÕES Não foi observada a presença de trincas nos metais de solda obtidos da combinação 100T/E11018 e em todos os corpos de prova não se encontrou trincas na zona afetada termicamente, sendo encontradas somente no metal de solda. Na maioria dos casos as trincas iniciavam na raiz e iam até a superfície do metal de solda, conforme ilustrado na figura 5.

6 Figura 5: Localização e formato das trincas nos corpos de prova Tekken As figuras 6 e 7 mostram a influência da relação entre a temperatura de préaquecimento e o tempo de ressecamento do eletrodo na formação de trincas a frio no metal de solda para as combinações de metal de base e eletrodo 120T/E12018 e 100T/E12018, respectivamente. Percebe-se por estes gráficos que tanto o tempo de ressecamento do eletrodo quanto a temperatura de pré-aquecimento são bastante importantes para se evitar a formação de trincas a frio no metal de solda, pois somente utilizando um ou dois destes parâmetros de soldagem se obtêm juntas soldadas isentas de trincas a frio. A tabela 2 mostra as condições mínimas encontradas durante os ensaios nas quais não se observou a presença de trincas. Pelos resultados apresentados na tabela, percebe-se que o eletrodo AWS E G possui pouca soldabilidade se comparado ao eletrodo AWS E G, pois enquanto o eletrodo AWS E G precisa de grandes cuidados na sua aplicação, independente do metal de base utilizado, os metais de solda obtidos com o metal de base SAR 100 T soldado com o eletrodo AWS E G não apresentaram trincas mesmo para as soldagens sem pré-aquecimento e sem ressecamento do eletrodo. Tempo de Ressecamento (h) Sem Trincas Com Trincas Temperatura de Pré-aquecimento ( C) Figura 6: Influência da temperatura de pré-aquecimento e do tempo de ressecamento do eletrodo na formação de trincas a frio da combinação de metal de base e eletrodo 120T/E12018

7 Tempo de Ressecamento (h) Sem Trincas Com Trincas Temperatura de Pré-aquecimento ( C) Figura 7: Influência da temperatura de pré-aquecimento e do tempo de ressecamento do eletrodo na formação de trincas a frio da combinação de metal de base e eletrodo 100T/E12018 Tabela 2: Condições mínimas encontradas durante os ensaios nas quais não foram observadas trincas para as diferentes combinações de metal de base e de adição Combinação metal de base e eletrodo Soldabilidade Condição mínima para junta sem trincas Aço SAR 120 T com o eletrodo AWS E G Aço SAR 100 T com o eletrodo AWS E G Aço SAR 80 T com o eletrodo AWS E G Ruim Média Média Pré-aquecimento de 180 C e ressecamento do eletrodo a temperatura de 240 C por pelo menos 2 horas Pré-aquecimento de 100 C ou ressecamento do eletrodo a temperatura de 240 C por pelo menos 3 horas Pré-aquecimento da chapa à temperatura de pelo menos 100 C Aço SAR 100 T com o eletrodo AWS E G Boa Sem pré-aquecimento nem ressecamento do eletrodo Os microconstituintes identificados nos metais de solda foram a Ferrita Primária, a Ferrita Secundária e a Ferrita Acicular. Este último microconstituinte é bastante desejável nos metais de solda por proporcionar maior tenacidade, dificultando a propagação de trincas, devido à sua baixa granulometria e aos contornos de grão de alto ângulo [Wainer et al.; 1992; Wang, 1990; Martins 1990]. Entretanto, o aumento deste microconstituinte a percentuais superiores a 87 % pode endurecer excessivamente a matriz ferrítica prejudicando a tenacidade do metal de solda, facilitando a formação de trincas a frio [Farrar et al., 1987]. A figura 8 apresenta a análise da influência da dureza e da microestrutura na formação de trincas à frio. Percebe-se pela figura que a maioria dos valores de dureza no corpos de prova que formaram trincas foram superiores a 300 HV e que todos os metais de solda trincados apresentaram percentuais de Ferrita Acicular superiores a 93 %. Este resultado condiz com os resultados encontrados por alguns autores [Garcia, 1994; Alcantara et al., 1984] que dizem que acima de 300 Hv o metal de solda está mais susceptível a trincas a frio e com os resultados encontrados por Hart [Hart, 1986] que sugere que para altos teores de hidrogênio a dureza controla a susceptibilidade a trincas a frio. Estes altos valores de dureza do metal de solda associadas à auto-restrição do ensaio e o tipo de chanfro utilizado devem ter sido os fatores principais para justificar a presença das trincas exclusivamente nesta região da junta soldada. Observou-se também que a maioria dos metais de solda que apresentaram trincas foram soldados sem préaquecimento, demonstrando a importância deste procedimento de soldagem para evitar a formação de trincas na junta soldada. [Maciel et al., 1998; Maciel et al., 1996; Alcantara, 1986].

8 Ferrita Acicular (%) Ambiente (sem trinca) 375 K (sem trinca) 525 K (sem trinca) Ambiente (com trinca) 375 K (com trinca) K (com trinca) Dureza (HV) Figura 8: Relação entre o percentual de Ferrita Acicular e a dureza de metais de solda onde se verificou a presença de trincas utilizando-se eletrodos não ressecados Considerando o efeito da espessura na formação de trincas a frio comparou-se os resultados das soldagens com o eletrodo AWS E12018 utilizando-se como metais de base os aços SAR 120 T e SAR 100 T com 11 mm e 31 mm de espessura respectivamente. A figura 9, apresenta a relação entre a espessura e o menor valor de dureza na qual houve ocorrência de trincas a frio, ou seja, a dureza crítica. Os resultados indicam que os valores de dureza crítica utilizando-se o metal de base SAR 120 T foi de 327 HV, enquanto que para o aço SAR 100 T, de menor espessura, foi de 366 HV, apesar do CE do metal de solda obtido com este último metal de base ser superior ao primeiro como pode ser constatado pela tabela 2. Este resultado evidencia a importância do maior efeito da maior espessura da chapa sobre a redução do tempo de resfriamento, reduzindo o tempo para a expulsão do hidrogênio para fora da junta soldada e, possibilitando também a formação de microestruturas de maior dureza e portanto mais susceptíveis às trincas [Lopes et al., 1998]. A figura mostra também que utilizando-se eletrodos ressecados por 2 horas, conseguiu-se um aumento da dureza crítica na amostra de maior espessura, demonstrando a necessidade da utilização de ressecamento do eletrodo para diminuir a susceptibilidade às trincas a frio. Dureza Crítica (Hv) T/E12018 Não Ressecado 2 horas 120T/E Espessura (mm) Figura 9: Relação entre a espessura e a dureza crítica para a formação de trincas a frio no metal de solda

9 É importante notar que, na análise da formação de trincas a frio tanto os valores de Carbono Equivalente quanto a microestrutura do metal de solda influenciam na susceptibilidade a trincas da junta soldada, e como a microestrutura está relacionada a composição química do metal de solda, é importante a análise da influência que o Carbono Equivalente exerce na microestrutura do metal de solda, para se obter uma análise mais detalhada de todos os parâmetros que podem influenciar na formação de trincas a frio no metal de solda. Assim sendo, se analisará a figura 10 que mostra a influência do Carbono Equivalente sobre a microestrutura do metal de solda de corpos de prova soldados sem préaquecimento. Por este gráfico verifica-se que o percentual de Ferrita Acicular (AF) aumentou 9,12 % com o aumento de 0,056 do Carbono Equivalente. Estes resultados obtidos condizem com o encontrado na literatura especializada para os vários elementos de liga considerados no cálculo do Carbono Equivalente [Maciel, 1994; Harrison et al. 1987]. Além disso percebe-se também que o Carbono Equivalente teve influência significativa na diminuição do percentual de Ferrita Primária (PF) e Ferrita Secundária (FS), pois a Ferrita Primária (PF) diminuiu de 6,25 % para 2,31 % e a Ferrita Secundária (FS) de 6,6 % para 1,4 %, conforme também pode ser visto no gráfico da figura 10 Como foi verificado anteriormente, o aumento do Carbono Equivalente contribui significativamente no aumento do percentual de Ferrita Acicular para corpos de prova soldados sem pré-aquecimento. Porém, utilizando-se temperaturas de pré-aquecimento de 250 C, conforme pode-se verificar pela figura 11, este efeito foi revertido, demonstrando assim a significativa contribuição da aplicação de altas temperatura de pré-aquecimento sobre a taxa de resfriamento e, consequentemente, sobre a formação da microestrutura do metal de solda. Além disso, pode-se perceber também que o percentual de Ferrita Primária sofreu pouca influência com o aumento do Carbono Equivalente, obtendo um pequeno acréscimo de 5,9 % para 7 %. As figuras 12 e 13 demonstram a variação da Ferrita Acicular e da Ferrita Primária com o aumento da temperatura de pré-aquecimento para as diferentes combinações de metal de base e de adição. Por estes gráficos percebe-se que a combinação 100T/E11018 não obteve variação significativa tanto no percentual de Ferrita Acicular quanto no percentual de Ferrita Primária. Porém, nas outras combinações houve uma diminuição discreta no percentual de Ferrita Acicular e consequentemente um aumento no percentual de Ferrita Primária. Além disso, pode-se também analisar no gráfico da figura 12 que os valores de Ferrita Acicular das combinações na qual se utiliza o eletrodo AWS E G são superiores aos valores da combinação que utiliza o eletrodo AWS E G. Como estes valores ficaram em torno de 93 % o mesmo proporcionou, conforme dito anteriormente, um endurecimento excessivo no metal de solda o que certamente contribuiu para uma maior susceptibilidade às trincas nos metais de solda obtidos com este eletrodo.

10 Microconstituintes (%) 100 PF FS AF ,628 0,638 0,648 0,658 0,668 0,678 Carbono Equivalente Figura 10: Influência do Carbono Equivalente na microestrutura do metal de solda de corpos de prova soldados sem pré-aquecimento (metal de base com 11 mm de espessura) Microconstituintes (%) 100 PF FS AF ,628 0,648 0,668 Carbono Equivalente Figura 11: Influência do Carbono Equivalente no percentual de Ferrita Acicular de corpos de prova soldados com pré-aquecimento de 250 C (metal de base com 11 mm de espessura) Ferrita Acicular (%) T/E T/E T/E Temperatura de Pré-aquecimento ( C) Figura 12: Influência da temperatura de pré-aquecimento no percentual de Ferrita Acicular para várias combinações metal de base e eletrodo utilizadas.

11 Ferrita Primária (%) T/E T/E T/E Temperatura de Pré-aquecimento ( C) Figura 13: Influência da temperatura de pré-aquecimento no percentual de Ferrita Primária para várias combinações metal de base e eletrodo utilizadas CONCLUSÕES Todas as trincas ocorreram na região fundida da junta soldada e, especificamente em metais de solda obtidos utilizando-se o eletrodo AWS E12018 como metal de adição Todas as trincas ocorreram para percentuais de Ferrita Acicular no metais de solda superiores a 93 % e com valores de dureza acima de 230 Hv A maior presença de trincas na chapa de maior espessura, embora com menor valor de Carbono Equivalente, demonstra a influência deste parâmetro com relação a este tipo de problema, em função da maior taxa de resfriamento para esta condição. As condições para a isenção total de trincas para todas as combinações de metal de base e de adição foram para soldagens com pré-aquecimentos superiores a 150 C com tempo de ressecagem do eletrodo acima de 2 h. AGRADECIMENTOS Os autores agradecem à ESAB pela doação dos consumíveis, à USIMINAS (grupo SIDERBRAS) pela doação das chapas de aço e ao CNPQ/PIBIC/UFPB e CAPES pelo financiamento das bolsas. DEDICATÓRIA Dedica-se este trabalho ao já desencarnado amigo e ex-mestrando Paulo Guedes da Silva, que Deus esteja ao seu lado. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS Alcantara, N. G. and Rogerson, J. H.; A Prediction Diagram for Preventing Hydrogen- Assisted Cracking in Weld Metal, Welding Journal, 63(4) : pp , 1984.

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