ESTUDO DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM GMAW-MAG EM AÇO DISSIMILAR

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1 ESTUDO DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM GMAW-MAG EM AÇO DISSIMILAR (W. L. Savi) - Empresa SpilRod; (R. C. Costa) - Instituto Federal Catarinense - IFC Campus Luzerna; (M. W. Junior) Instituto Federal Catarinense - IFC Campus Luzerna; (M. R. Zago) Instituto Federal Catarinense - IFC Campus Luzerna; (F. M. Marques) - Instituto Federal Santa Catarina - IFSC Campus Chapecó; (A. S. Rocha) - Universidade Federal do Rio Grande do Sul - UFRGS. Rua Vigário Frei João, 550. Centro. Luzerna-SC. CEP: Fone: (049) rodrigo.costa@ifc.edu.br Resumo O objetivo deste estudo foi avaliar a influência dos parâmetros de soldagem GMAW-MAG multipasses em junta de topo de grande espessura, na união de aços dissimilares. Foram utilizados, como metais de base, os seguintes materiais: aço carbono SAE 1020 laminado e aço carbono SAE 1045 fundido. O aço SAE 1045, quando soldado, apresenta microestrutura martensítica na zona de ligação. Isso contribui para a ocorrência de trincas. Foram realizados ensaios de resistência a tração e dobramento lateral, conforme solicitação técnica da norma ASTM A488- A488M-04. Análises de microestrutura e perfil de microdureza também foram realizadas. Os procedimentos de pré-aquecimento e controle de temperatura entrepasse melhoraram as propriedades físicas e metalúrgicas dos corpos de prova. Não foi observado trincas na zona de ligação (ZF/ZAC) do metal de base aço SAE A metodologia de soldagem da amostra C está aprovada segundo os critérios da norma ASTM A488-A488M-04. Palavras-chave: Soldagem; MAG; Pré-aquecimento; Martensita. INTRODUÇÃO A indústria metalúrgica catarinense em alguns casos tem a obrigatoriedade de efetuar procedimento de soldagem em aços dissimilares (1). O caso mais comum é a soldagem GMAW-MAG entre os aços SAE 1020 e SAE1045 (2),(3). O grau de soldabilidade do aço carbono pode ser avaliado pelo Carbono Equivalente (CE) (4). Conforme indicado na tabela 1, quanto menor for o percentual de CE do aço, menor será a probabilidade da formação de microestrutura martensítica (5). 4743

2 Tabela 1 Soldabilidade dos aços carbono %CE Soldabilidade <0,40 Boa 0,40<CE<0,60 Média >0,60 Ruim O aço SAE 1045 é caracterizado como aço médio carbono, possui resistência mecânica média de 570 MPa, dureza média de 163 HB (170 HV) e CE entre 0,45 e 0,60% (6). Esse aço apresenta soldabilidade média, ou seja, o processo de soldagem precisa de controle térmico para reduzir tensões mecânicas na junta de soldagem, as quais surgem em razão do trabalho de dilatação e contração do material. Isso ocorre em função do aporte térmico durante o processo de soldagem (7). Em razão das características de menor tenacidade, ductilidade e maior susceptibilidade na formação e trincas na junta soldada do aço SAE 1045, em relação do aço SAE 1020, a junta de soldagem formada por esses metais de base pode ser classificada com dissimilar (4). Na região da junta de soldagem, por causa dos ciclos térmicos, são observadas zonas distintas. No processo de soldagem o calor da fusão se desloca no metal de base, no contra fluxo do sistema de solidificação da liga metálica (8). A microestrutura da Zona Fundida (ZF) é diferente da Zona Afetada pelo Calor (ZAC) (9). Por esse motivo, trincas podem ser formar na zona de ligação (ZF/ZAC), pois as transformações das fases metalúrgicas não são homogêneas e pode promover a ocorrência de distintos fenômenos críticos como: transformações martensíticas, segregação, porosidades, crescimento de grãos e precipitações de carbonetos duros. (10). A microestrutura de uma junta de soldagem pode variar em função da velocidade de resfriamento da poça de fusão. A taxa de arrefecimento interfere nas transformações metalúrgicas. O estudo prévio de diagramas TRC (Transformação de Resfriamento Contínuo) pode ser útil no controle da temperatura de soldagem e tempo de resfriamento da junta, para prever a formação da granulação grosseira da ZAC (5). Na figura 1pode ser observado o diagrama TRC para o aço SAE 1045 (3). 4744

3 Figura 1 Diagrama TRC durante tratamento térmico para aço SAE 1045 segundo Kou, O diagrama TRC mostra que as linhas cheias tendem a se afastar à direita da linha pontilhada. Referente ao comportamento de soldagem, para as taxas de resfriamento entre 4 e 48 C/s são observadas as menores temperaturas de formação da martensita inicial (Mi) (11); (3). No processo de soldagem do aço SAE 1045, o resfriamento rápido tem o mesmo efeito do tratamento térmico de têmpera (2). O maior tempo de incubação da austenita, tende na formação da martensíta na Zona Afetada pelo calor de Grão Grosso (ZAC- GG) do aço SAE 1045 (11). MATERIAIS E MÉTODOS Neste trabalho foram produzidas 3 (três) chapas fundidas de SAE 1020 e 3 (três) chapas laminadas de aço carbono SAE Todas as chapas foram produzidas nas seguintes dimensões nominais: 380 x 180 x 38,1 mm, seguindo a norma ASTM A488/A488M-04 (12). Na Tab. 2 é observada a composição química média dos metais de base aço carbono SAE 1020 e aço carbono SAE 1045 utilizados nesse estudo. Tabela 2 Composição química dos metais de base. Metal de base Composição química (% em peso) C Si Mn P S Cr Ni CE SAE ,193 0,183 0,460 0,018 0,006 0,018 0,004 0,27 SAE ,425 0,233 0,940 0,014 0,005 0,076 0,005 0,6 O objetivo foi soldar chapas teste em junta de topo chanfrada de canal em V. Para tanto, foi fabricado um bisel total com ângulo de 30 em cada membro de soldagem no sentido do comprimento. Os membros de soldagem, quando montados lado a lado pelo comprimento, formam uma junta de topo em V com ângulo de 4745

4 abertura de 60º e abertura de raiz de 12,7 mm. Os ensaios de soldagem GMAW-MAG foram realizados em três grupos de chapas teste, conforme indicação da Tab 3. Chapa teste A B C Condição de soldagem Sem préaquecimento. Sem controle de temperatura entre passes. Sem tratamento térmico Pré-aquecimento 200 C Temperatura entrepasse 200 C Pré-aquecimento 200 C, Temperatura entrepasse 200 C Revenimento 680 ºC Tabela 3 Identificação das chapas teste Identificação dos Corpos de prova Dobramento Tração Microdu Lateral D1 D2 D3 D4 D5 D6 D7 D8 D9 D10 D11 D12 MD1 MD 2 MD 3 Macro M1 M2 M3 O pré-aquecimento foi realizado por processo oxiacetileno com maçarico manual tipo chuveiro. A soldagem GMAW-MAG foi efetuada com arame sólido AWS A5.18 ER70S-6 de bitola 1,2 mm e gás de proteção AWS A5.32 SGAC-25. Na Tab. 4 podem ser observados os parâmetros de soldagem utilizados nesse estudo. Tabela 4 Parâmetros de soldagem GMAW-MAG Parâmetros Valores nominais Tensão 27,5V Corrente 317,3A Velocidade de deslocamento da tocha 0,4 m/min Distância da peça a tocha 4 mm Oscilação do arame 6 mm Vazão do gás de proteção 14 l/min Os corpos de prova para o ensaio de dobramento lateral possuem geometria retangular, com as seguintes dimensões nominais: 9,53 x 38,1 x 372 mm. Esse ensaio foi realizado em uma prensa hidráulica manual de capacidade 10 toneladas. Os 4746

5 corpos de provas foram deformados com auxílio de um dispositivo de dobramento, o qual foi desenvolvido conforme norma ASME IX QW As análises de macrografia e microdureza foram realizadas em amostras com as seguintes dimensões nominais: 9,53 x 38,1 x 120mm. As superfícies de interesse foram preparadas conforme técnica convencional de metalografia. Para captura das imagens foi utilizado um microscópio ótico digital SHIMADSU. O processamento das imagens foi realizado em software AnalySIS getit. O ensaio de microdureza Hardness Vickers-HV foi realizado com microdurômetro Shimadzu modelo HMV-2. O sentido de medição foi horizontal, pois é de interesse deste estudo observar a dureza entre metal de base, ZAC, zona de transição, zona de ligação e ZF. As medições foram executadas a uma distância de 10 mm da raiz da solda. A Fig. 2 apresenta um esquema sobre o perfil de dureza. As medições foram executadas com espaçamento de 1 mm, entre endentações formando uma linha reta horizontal com 30 endentações. O ensaio foi realizado com penetrador Vickers, carga de 1.961N (HV0. 2) com 8 segundos de duração. As informações de microdureza foram processadas no software HMV-AD para análise do perfil de dureza das amostras soldadas. SAE 1020 SAE 1045 Figura 2 Esquema representativo do perfil de microdureza. Para a realização dos ensaios de tração foi utilizado o equipamento EMIC DL2000 com uma célula de carga de 100KN (10000 kgf). Já os dados dos ensaios foram processados pelo software TESC versão Os corpos de prova para tração foram usinados conforme dimensões apresentadas na Fig. 3. Figura 3 Corpo de prova para ensaio de tração. 4747

6 RESULTADOS E ANÁLISES Analisando as fraturas de cada corpo de prova, conforme a visualizado na Fig. 4, fica evidente que as amostras 1 e 3 da chapa teste A apresentaram falha na ZF. Também foi identificado que as fraturas dos corpos do grupo B e grupo C ocorreram no metal de base aço SAE Essas evidências estão correlacionadas com os resultados do ensaio de tração, uma vez que a resistência à tração média para chapa teste B (412,7 MPa) e chapa teste C (391,4 MPa) estão acima da resistência a tração mínima do aço carbono SAE 1020 (380 MPa). Chapa teste A Chapa teste B Chapa teste C Fig 4: Caracterização das fraturas dos corpos de prova após ensaio de tração. Os procedimentos de soldagem, os quais foram empregados na chapa teste B e chapa teste C, segundo os critérios de aprovação da norma ASTM A488/A488M-04 (12), estão aprovados referente a resistência à tração, uma vez que os corpos de prova não apresentaram rompimento no metal de solda (ZF). Comparando os gráficos da Fig.5-a e Fig.5-b, fica evidente que o procedimento de soldagem com pré-aquecimento e controle de temperatura entrepasses aplicado na chapa teste B tende a reduzir a dureza do metal de base aço SAE (a) Figura 5 Perfil de dureza HV. (a) Chapa teste A. (b) Chapa teste C (b) 4748

7 Analisando o gráfico da Fig. 6 observa-se que o tratamento térmico de revenimento aplicado na chapa teste C após a soldagem apresenta maior homogeneização da dureza média da junta de soldagem, em comparação com os demais casos estudados. Essa evidência pode estar correlacionada ao possível refino metalúrgico da ZF e ZAC da junta de soldagem. O comportamento da chapa teste C, frente análise da dureza está de acordo com Aguirre (12), uma vez que a ação térmica do tratamento de revenimento pode ser contribuído para a redução de carbono retido na martensíta. Esse efeito metalúrgico resultou em maior tenacidade na junta de soldagem. Figura 6 Perfil de dureza HV para chapa teste C. Em todos os casos, o metal de base aço SAE 1045 apresenta maior microdureza, em comparação com o aço carbono SAE 1020 e a ZF. Esses resultados estão em concordância com a literatura, em razão do grande volume do material e a taxa de resfriamento dessas juntas de soldagem. A Fig. 7 apresenta a macrografia da junta de soldagem da chapa teste A. Na análise é possível ver as linhas de ciclo térmico dentro da ZF, além de algumas falhas estruturais. ZF ZAC-GF ZAC GG SAE 1045 Figura 7 Macrografia da chapa teste A. 4749

8 Na Fig. 7 também é possível observar as formações martensíticas na ZAC de grãos grossos (ZAC-GG) e ZAC de grãos finos (ZAC-GF), para ambos os mateis de base. A alteração do tamanho de grão está relacionada com as elevadas taxas de resfriamento dos cordões de solda. Essa rápida queda de temperatura desfavorece a difusão da perlita e ferrita, e isso dá origem a estrutura martensítica. A microestrutura final da soldagem está em conformidade com a literatura, pois a soldagem de múltiplos passes gerou inúmeros ciclos térmicos. A Fig. 8 apresenta a secção transversal da chapa teste B. A macrografia revela que a ação do pré-aquecimento e manutenção da temperatura entrepasses de 200 C deixou a ZAC do aço SAE 1045 mais refinada. ZF ZAC-GF ZAC GG SAE 1045 Figura 8 Macrografia da chapa teste B. Ainda analisando a Fig. 8 pode-se observar que o último passe de soldagem apresenta elevado índice de porosidade. Esse fato pode estar correlacionado a elevada oxidação da poça de fusão e a movimentação da poça de fusão no último cordão de solda. Na análise macrográfica da Fig. 9, pode-se perceber uma maior homogeneidade dentro da ZF e na ZAC da chapa teste C. Também é possível identificar algumas falhas estruturais como porosidades e falta de fusão entre passes de soldagem. 4750

9 ZF ZAC-GF ZAC GG SAE 1045 Figura 9 Amostra C. No caso da chapa teste C, o tratamento térmico de revenimento pode ter promovido a difusão do carbono, o qual estava saturado dentro da martensíta tetragonal de corpo centrado. Esse efeito metalúrgico pode ter originado a microestrutura de martensita revenida, a qual é caracterizada pelo tamanho extremamente pequeno e uniformemente distribuídas. A temperatura patamar de 680 C, foi o fator determinante redução considerável da dureza e o aumento da ductilidade. Com relação ao dobramento lateral, conforme o critério de aceitação da norma ASTM A488/A488M-04 (12), os procedimentos adotados estão reprovados, pois foram evidenciadas falhas estruturais (trincas) superiores a 3,2 mm ( 1 /8 ) em seus corpos de provas. A Fig. 10 apresenta as regiões de dobra dos corpos de prova de cada chapa teste. D1 D2 D5 D6 D9 D10 D3 D4 D7 D8 D11 D12 (a) (b) (c) Figura 10 Ensaio de dobramento lateral. (a) Chapa teste A. (b) Chapa teste B. (c) Chapa teste C 4751

10 O motivo para o baixo desempenho, frente ao esforço de conformação, pode ser correlacionado com a técnica e limpeza de cordão entrepasse de soldagem empregada. As macrografias de cada amostra revelaram problemas de soldagem como: falta de penetração na ZF entre cordões de solda, falta de fusão na zona de ligação do cordão de solda e porosidade na zona de ligação de ambos os metais de base. No entanto, o corpo de prova D11 em sua análise individual, pode ser classificado como aprovado. Esse corpo de prova foi retirado da região central da chapa teste C. Isso indica que essa região apresenta maior integridade metalúrgica e estrutural, em relação as demais regiões analisadas da mesma chapa teste. CONCLUSÕES A temperatura de soldagem é um fator importante para qualificação do procedimento de soldagem, pois a microestrutura da junta pode obter diferentes comportamentos metalúrgicos mediante a taxa de resfriamento. A amostra C, frente às demais amostras estudadas oferece uma junta soldada de resistência a tração com maior tenacidade, a qual é aprovada pela norma ASTM A488/A488M-04 (12). A ZAC da junta de soldagem da amostra C, referente ao aço SAE 1045 apresenta a menor média de microdureza HV. A técnica de preparação do cordão de solda entre passes interfere na integridade estrutura do metal de solda. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS (1) Savi W. L; Costa R. C. Estudo sobre soldagem GMAW-MAG multipasses para desenvolvimento de EPS. Trabalho de conclusão de curso apresentado a Faculdade SATC para obtenção do título de Bacharel em Engenharia Mecânica. Criciúma-SC (2) MODENESI, P. J. Soldabilidade de algumas ligas metálicas. Departamento de engenharia metalúrgica e de materiais. Universidade Federal de Minas Gerais. Belo Horizonte-MG, (3) KOU, Sindo. Welding Metallurgy. John Wiley & Sons, 2nd ed. New Jersey, United States, p. 4752

11 (4) METALS HANDBOOK. Weldability of Steel. 10ed. Ohio: American Society for Metals, v.6, (5) MARQUES, P. V.; MODENESI, P. J.; BRACARENSE, A. Q. Soldagem: Fundamentos e Tecnologia. 3. ed. Belo Horizonte: Editora UFMG, (6) AZEVEDO, Alessandra G. L de. Aplicação da Técnica da Dupla Camada na Soldagem do Aço ABNT Dissertação de mestrado - Programa de Engenharia e Ciências de Materiais, Universidade Federal do Ceará., Fortaleza, (7) CONTEC SC-23. Soldagem Norma PETROBRAS N-133. Rio de Janeiro-RJ, (8) Santos J. C. V; Diniz A. A. A; Souza J. V. C; Silva O. M; M; Raymundo E. A; Santos C. E. F. Condições de soldagem em campo do aço SAE 1045 pelo processo de eletrodo revestido (SMAW). 21º CBECIMAT - Congresso Brasileiro de Engenharia e Ciência dos Materiais. Cuiabá, MT, Disponível em: Acesso em: 30 de janeiro de (9) Felippe, L; Dutra, J. C. Desenvolvimento de tecnologias e de equipamentos para a recuperação por soldagem de tubos de parede de água de caldeira. P&D ANEEL / (10) Yousefieh M; Shamanian M; Saatchi A. Influence of Heat Input in Pulsed Current GTXW Process on Microstructure and Corrosion Resistance of Duplex Stainless Steel Welds, JOURNAL OF IRON AND STEEL RESEARCH, INTERNATIONAI. V. 18, p , (11) DALCIN,R L. Estudo da soldagem multipasses entre os aços dissimilares AISI 4140 e ASTM A36 sem tratamento térmico posterior. Dissertação de graduação. Faculdade de Horizontina. Horizontina (12) ASTM A-488/A488M 04 Standard Practice for Steel Castings, Welding, Qualifications of Procedures and Personnel (13) Aguirre H. V. M; Sodré R. M. R; Pereira G; do Nascimento A. S; da Mota C. A. M. Estudo microestrutural em soldas dissimilares com o aço inoxidavél austenitíco 316L em um aço ABNT º CBECIMAT - Congresso Brasileiro de Engenharia e Ciência dos Materiais. Cuiabá, MT, Disponível em: Acesso em: 30 de janeiro de

12 STUDY OF GMAW-MAG WELDING PARAMETERS IN STEEL DISSIMILAR ABSTRACT The purpose of this study was to evaluate the influence of GMAW-MAG multipass welding parameters on thick-jointed top joint in dissimilar steel joints. The following materials were used as base metals: SAE 1020 carbon steel and SAE 1045 molten carbon steel. SAE 1045 steel, when welded, presents martensitic microstructure in the bonding zone. This contributes to the occurrence of cracks. Tensile strength and lateral folding tests were performed, according to the technical request of ASTM A488- A488M-04. Microstructure analysis and microhardness profile were also performed. The preheating and temperature control procedures improved the physical and metallurgical properties of the specimens. No cracks were observed in the bonding zone (ZF / ZAC) of the SAE 1045 steel base metal. The C welding methodology is approved according to the criteria of ASTM A488-A488M-04. Keywords: welding; MAG; Preheating; Martensite. 4754