INVESTIGAÇÃO DA INFLUENCIA DA GEOMETRIA DO CHANFRO NAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE JUNTAS SOLDADAS DE UM AÇO ARBL

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1 INVESTIGAÇÃO DA INFLUENCIA DA GEOMETRIA DO CHANFRO NAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE JUNTAS SOLDADAS DE UM AÇO ARBL Waldemir dos Passos Martins, 1 Arleu Jorge Melo, 1 Daniel Dominices Baía Gomes de Souza, 2 Rafael Carlos Walachinski, 3 1 IFMA Instituto Federal de Educação Ciencia e Tecnologia do Maranhão. Campus São Luís, Monte Castelo. 2 UFU Universidade Federal de Uberlândia. 3 SENAI/MA Tecnologia e Inovação/Laboratório de Construção Civil. Resumo: A prevenção de deformações e descontinuidades em juntas soldadas é de fundamental importância e se deve ao fato das tolerâncias dimensionais e geométricas estarem cada vez mais estreitas nas especificações de projetos de estruturas soldadas, motivando os especialistas em soldagem a desenvolverem cada vez mais processos estáveis com vistas a garantias da solda de qualidade. Desta forma, um chanfro bem definido é de primordial importância para garantir a integridade das estruturas soldadas e em particular aquelas fabricadas de aços, uma vez que a maioria destes materiais quando submetidos a soldagem tornam-se suscetíveis ao surgimento de deformações e trincas. Neste sentido, este trabalho apresenta um estudo da influência da geometria do chanfro nas propriedades mecânicas de um aço ARBL com limite de escoamento mínimo de 630 MPa. Foi utilizado o processo de soldagem arame tubular na condição de soldagem de componentes estruturais sob tensões (overmatched), usando-se como metal de adição o arame tubular E110 MC, diâmetro 1,2 mm e como gás de proteção a mistura gasosa Ar + 25%CO 2. Os corpos de prova foram soldados com dois tipos de chanfro diferentes, em V e em X, e as propriedades mecânicas analisadas foram a microestrutura, microdureza e tenacidade (Cherpy V à temperatura ambiente). Com este estudo foi possível determinar a influência do tipo de chanfro utilizado sobre as propriedades mecânicas e sua previsão da integridade de juntas soldadas em aços ARBL, quando relacionada ao surgimento das descontinuidades. Palavras-chave: aço ARBL, arame tubular, chanfro e X e em Y, propriedades mecânicas 1. INTRODUÇÃO Segundo Gnecco (2012), o aço de alta resistência e baixa liga (ARBL) foi desenvolvido na década de 30, nos Estados Unidos, e teve seu uso comercial aumentado devido seu custo, soldabilidade e resistência mecânica que proporciona tanto a redução do peso da estrutura quanto à diminuição da espessura das chapas usadas e sua melhor resistência à corrosão atmosférica. Até os anos 70, esses aços eram produzidos pelo processo de laminação a quente seguido de normalização visando obter uma microestrutura composta de finas lamelas de ferrita, Perlita e grãos maiores de ferrita. A partir dos anos 70, este processo foi modificado para operações de conformação termomecânica (TM), permitindo a produção de aços, de acordo com a classificação API (American Petroleum Institute), API X70, com reduzidos teores de carbono, e adições dos elementos Nióbio (Nb), Vanádio (V), Titânio (Ti) e Molibdênio (Mo). A microestrutura passou a apresentar maior uniformidade, com grãos mais refinados de Ferrita. Esta tecnologia foi aperfeiçoada nos anos 80, com a introdução do processo de resfriamento controlado (accelerated cooling), juntamente com o conceito de laminação termomecânica. A partir deste momento foi possível produzir o aço API X80, com teores de carbono ainda mais reduzidos, melhorando sua soldabilidade. Nestes aços, a microestrutura apresenta-se mais refinada, do tipo ferrítica-bainítica (FEDELE, 2002). Mesmo assim, um dos problemas encontrados na soldagem dos aços ARBL, além dos problemas das trincas induzidas pelo hidrogênio, é o desempenho da junta soldada, visto que em estruturas de grandes espessuras os componentes se encontram sob altas tensões. Na soldagem é usual classificar as soldas como overmatched, evenmatched ou undermatched; se o valor da tensão de escoamento ou do limite de resistência da zona fundida (ZF) é respectivamente superior, igual ou inferior ao do metal de base (MB). Overmatched são geralmente usados em componentes estruturais sob tensões. Soldas undermatched são algumas vezes usadas em componentes estruturais em juntas de aço de alta resistência com o objetivo de minimizar a tendência de trinca induzida pelo hidrogênio, reduzindo ou prevenindo de custos por operação de preaquecimento, segundo a AWS D1.1 (1995). Diante destas possibilidades apresenta-se um estudo da influência da geometria do chanfro soldado pelo processo com arame tubular (FCAW-G), na condição overmatched, de um aço ARBL com limite de escoamento mínimo de 630 MPa. Duas geometrias de chanfro são utilizadas com bisel de 30º, uma V e outra em X. Para cada tipo de junta é estudado a influência deste parâmetro na qualidade da zona fundida (ZF), são medidas as extensões da zona

2 termicamente afetada pelo calor (ZTA) e avaliadas as propriedades mecânicas de microestrutura, microdureza e tenacidade (Charpy V ), possibilitando a comparação entre os diferentes parâmetros utilizados. 2. PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL 2.1. Materiais Como material de base (MB) foi utilizado uma chapa de aço API X80PSL2, nas dimensões de 20 mm x 200 mm x 330 mm. As chapas usadas como MB, tanto no ensaio com chanfro em V quanto no ensaio em X, foram usinadas para remoção da camada de óxido superficial. Na Tabela (1) são apresentadas a composição química e as propriedades mecânicas do aço API X80PSL2 fornecida pelo fabricante. Tabela 1. Composição química e propriedades mecânicas do aço API X80PSL2* Composição Química (% em peso) C Si Mn P S Al Cu Nb V Ti Cr 0,05 0,29 1,81 0,017 0,001 0,020 0,02 0,069 0,033 0,020 0,17 Ni Mo Sn N As B Ca Sb - CeqIIW Pcm 0,01 0,21 0,001 0,0034 0,003 0,0002 0,0012 0,00 0,44 0,18 Propriedades Mecânicas Limite de Escoamento (LE) MPa Limite de Resistência (LR) MPa Alongamento (ε) % Dureza Hv *FONTE: USIMINAS Como consumível foi utilizado um arame tubular, de diâmetros 1,2 mm, norma AWS 5.28 do tipo E110 MC, com proteção da mistura gasosa Ar + 25%CO 2. Tabela (2) são apresentadas a composição química e as propriedades mecânicas do consumível. De acordo com o fabricante o arame E110-MC é do tipo metal cored de baixa emissão de fumos. Apresenta alta eficiência (90-95%) e elevada taxa de deposição, resultando em um cordão de excelente aspecto, com pequenas ilhas de escória, minimizando a limpeza. Contém níquel e molibdênio, sendo designado para soldagem de aços ARBL, bem como de aços temperados com limite de escoamento mínimo de 690 MPa. Tabela 2. Composição química e propriedades mecânicas do consumível* Composição Química (% em peso) Consumível C Si Mn Ni Mo CeqIIW Pcm ER 70S 6 0,08 0,90 1, ,33 0,19 E 110 MC 0,03 0,50 1,60 2,25 0,60 0,57 0,20 Propriedades Mecânicas Consumível Limite de Escoamento (LE) MPa Limite de Resistência (LR) MPa Alongamento (ε) % ChV (J) (-29ºC) E 110 MC *FONTE: Catálogo do fabricante Para este aço, de acordo com a composição química, o Ceq(P cm) e Ceq(IIW) são mostrados e correspondem a 0,18 e 0,44 respectivamente. Como o Ceq(P cm) deu um valor abaixo do valor crítico especificado pela norma API 5L (2007), que é de 0,25, este garante sua boa soldabilidade e indica baixa formação de trincas durante a soldagem. Valores de Ceq(IIW) 0,45% indicam boa soldabilidade metalúrgica dos aços. Os carbonos equivalentes mostrados foram determinados pelas Eqs. (1) de Ito-Bessyo e (2), do IIW (International Institute of Welding). Ceq (Pcm)= C + Si/30 + Mn/20 + Cu/20 + Ni/60 + Cr/20 + Mo/15 + V/10 + 5B (1) Ceq (IIW) = C + Mn/6 + (Cr + Mo + V)/5 + (Ni + Cu)/15 (2) 2.2. Metodologia Os corpos de prova (CP) foram confeccionados no sentido da laminação e as soldas realizadas neste mesmo sentido. As chapas foram planificadas para remoção da camada de óxido em sua superfície depois cortadas nas dimensões de 20 mm x 50 mm x 100 mm. A preparação dos CPs para soldagem se deu mediante o biselamento das

3 chapas em ângulo de 30º que aos pares formaram as juntas soldadas com chanfro em ângulo de 60º perfazendo um CP com a dimensão especificada. Estes CPs foram soldados na posição plana, na condição puxando proporcionando assim maior penetração e foram mantidos constantes: o ângulo de inclinação da tocha em 90, DBCP em 19 mm e a vazão de gás em 16 l/min. Na soldagem dos corpos de prova utilizou-se uma máquina de solda convencional (tensão constante) do tipo LAI 400 (retificadora), semiautomática destinada a soldagem MIG/MAG e arames tubulares com proteção gasosa ou auto protegido. Duas faixas de indutância possibilitaram a soldagem com mínima ocorrência de respingos com CO 2 ou mistura e regulagem da tensão por meio de potenciômetro. O cabeçote alimentador de arame MEF 30R, para soldagem semiautomatizada ou mecanizada, possibilitou a soldagem com controle contínuo de tensão, permitindo uma velocidade do arame de 1,5 a 22 m/min e diâmetro do arame de até 1,60 mm. Especificações técnicas: Máquina de solda Modelo - LAI 400 Corrente nominal (A): 300 Corrente de soldagem (A): Tensão em carga convencional (V): Tensão de alimentação: 380 V / 60 Hz O processo de soldagem foi automatizado objetivando-se boa repetibilidade dos parâmetros. Alcançou-se este objetivo com a utilização de um suporte para a tocha de alimentação do arame tubular, fixado em uma máquina de corte do tipo MR 36 (tartaruga), de fabricação da White Martins, com os metais de base dispostos em um gabarito fixo na mesa de soldagem. As peças foram soldadas com o uso do arame tubular E110-MC, diâmetro 1,2 mm e proteção de Ar + 25%CO 2. De cada chapa soldada foram retirados os CPs para avaliação da tenacidade (Charpy V) e para avaliação da microdureza e microestrutura. Para a otimização dos parâmetros de soldagem, primeiramente foram realizados ensaios preliminares de simples deposição em amostras do mesmo aço, com os parâmetros de corrente, tensão e velocidade de soldagem sofrendo variações. Porém, a corrente e a tensão sofreram variações dentro do campo de valores previsto pelo catálogo do fabricante do arame tubular. Estes ensaios serviram para selecionar os cordões de solda com melhores características dimensionais e de acabamento (homogeneidade do cordão e quantidade de respingos) que se adaptaram ao passe de raiz. Após esta análise inicial foi determinada um passe para cada camada. Em seguida, novos ensaios de simples deposição foram realizados para que se ajustasse essa condição à condição real de soldagem e proporcionasse juntas soldadas livres de descontinuidades. Os CPs para análises metalográficas foram cortados com disco de corte refrigerado em equipamento do tipo CUT- OFF, da marca PRESI MECATROME, modelo OS-250 de alta rotação. Para o lixamento e polimento das amostras utilizou-se uma lixadeira elétrica do tipo PRAZIS APL 4D e politriz elétrica modelo DP9A da PANAMBRA. No ensaio de impacto dos CPs utilizou-se uma máquina modelo RMU Testing Equipment que consiste em submeter o CP entalhado, padronizado, a uma flexão provocada pelo impacto de um martelo pendular. O entalhe V nos CPs Charpy foi feito em uma brochadeira com dentes de corte a 45º. O ensaio foi executado em CP com dimensões de 10 mm x 10 mm x 55 mm conforme norma ASTM E-23. Os CPs obtidos tiveram suas faces usinadas de forma que se garantisse o paralelismo entre as mesmas. A visualização do metal de solda para execução do entalhe foi determinada por meio de ataque macrográfico à base de Nital a 2%. As Figuras 1 e 2 mostram as localizações do CP na junta soldada e do entalhe no CP respectivamente. Figura 1. Representação esquemática da localização do corpo de prova Charpy V na junta soldada. Figura 2. Representação esquemática da localização do entalhe no corpo de prova Cherpy V. Os ensaios de microdureza Vickers foram realizados em um microdurômetro digital fabricado pela SHIMADZU modelo HMV 2000, com carga de 500gf. Os valores obtidos são correspondentes às medidas tomadas em cada cordão de solda exceto o primeiro (passe de raiz). O tempo de aplicação da carga, a preparação da superfície e o procedimento seguido na obtenção dos valores de dureza estão de acordo com a Norma E384 da ASTM - Standard Test Method for

4 Vickers Hardness of Metallic Materials. Para o ensaio de microdureza foi adotado o método Vickers por fornecer boa base para efeito de comparação, ser mais largamente empregado no campo da soldagem, flexível em aplicação e oferecer ampla faixa de cargas, além de não requerer mudanças de penetrador ou carga numa extensa faixa de dureza. As preparações dos CPs seguiram os mesmos procedimentos dos exames micrográficos. Em cada CP foi traçada uma linha de dureza transversal à região soldada partindo da ZF, passando pela ZTA e pelo MB base. A impressão da primeira linha de dureza se deu a uma distância de 2,0 mm da superfície superior dos CP, tendo as distâncias de 2,0 mm entre cada uma das linhas de impressões de durezas seguintes. A distância entre cada ponto de impressão foi de 0,25 mm. Um microscópio óptico marca Olympus modelo BX51 TRF, acoplado a um sistema digital de aquisição de imagens For Windows Olympus PM C35DX, vinculado ao software Image-Pro Plus versão 4.5, foi utilizado para obtenção das imagens da microestrutura. As imagens correspondem à microestrutura obtida na junta soldada de cada amostra. O objetivo da análise micrográfica foi o de avaliar qualitativamente a microestrutura. As amostras foram lixadas nas lixas 120, 220, 320, 400, 600, e mesh e em seguidas submetidas a polimento utilizando alumina de 1 mícron e 1/4 mícron e posteriormente atacadas com reagente de Nital a 2% e submetida a análise por microscopia óptica para identificação dos microconstituintes seguindo a classificação adotada pelo IIW (International Institute of Welding). As chapas para o chanfro em V foram ancoradas com cantoneiras na parte oposta ao chanfro, do lado da raiz, como mostrado na Fig. (3). As cantoneiras foram soldadas com eletrodo revestido (eletrodo E6013) com quatro cordões cada, deixando um espaço no meio, correspondente ao passe de raiz da junta. Esse procedimento visa garantir a restrição e evitar deformações do conjunto durante a solidificação dos cordões de solda. Durante a soldagem das cantoneiras foram usados dois espaçadores de espessura 1,5 mm correspondentes a abertura de raiz requerida. Foram utilizadas ainda duas chapas que auxiliaram no início e no final da soldagem.. Figura 3. Chapas soldadas em V, mostrando na parte de baixo as cantoneiras de ancoragem e nas laterais as chapas de início e fim da soldagem As chapas para o chanfro em X foram ancoradas através do dispositivo mostrado na figura abaixo que consiste em duas placas robustas que comprimem as chapas a serem soldadas através dos apertos de parafusos e porcas. A soldagem pode ser feita através da janela de ambos os lados, sendo um cordão feito de cada lado alternadamente. A abertura da raiz foi mantida em 1,5 mm. Esse dispositivo permitiu a soldagem de ambos os lados, sem deformações e garantindo a restrição desejada como mostrado na Fig.(4). Figura 4. A figura mostra as chapas soldadas com passe de raiz entre as placas de ancoragem, para o Passe seguinte o conjunto é virado. Neste trabalho foi decidido realizar o passe de raiz também pelo processo de arame tubular, tomando o cuidado de usar a energia a mais baixa possível para minimizar o problema de deformação ou geração de trinca no momento do resfriamento. Para a confecção dos CPs foram considerados as orientações contidas na Norma AWS D1.1/D1.1M:2010 para qualificação de juntas a serem soldadas. Para os CPs com junta de topo e chanfro em V considerou-se o ângulo do chanfro em 60º, abertura da raiz de 2,0 mm e altura do nariz de 2,0 mm, sem uso de cobre junta como pode ser visto na Fig.(5). Os CPs com chanfro em X foram preparados com junta de topo, ângulo do chanfro de 60º, abertura da raiz de 2 mm e altura do nariz de 2,0 mm, Fig.(6). As energias de soldagem para os passes de raiz foram os mesmos nos dois tipos chanfro.

5 Figura 5. Esquema ilustrativo do CP para soldagem com chanfro em V Figura 5. Esquema ilustrativo do CP para soldagem com chanfro em X 3. RESULTADOS E DISCUSSÕES Na Tabela (3) podem ser vistos os resultados dos ensaios com diferentes energias de soldagem. Tabela 3. Energias de soldagem utilizadas no experimento. Cordão Regulado Monitorado E (kj/mm) V S (mm/s) V A (m/min) U (Volts) I (Ampères) Raiz 145 2,645 20, , ,75 27, , ,75 27, , ,645 23, ,49 Simbologia: Vs = velocidade de soldagem; Va = velocidade de alimentação do arame; U = tensão de soldagem; I = corrente de soldagem; E = Energia gerada no arco durante a soldagem. Os cordões de solda resultantes tiveram boa aparência e boas dimensões; porém, constatou-se a falta de fusão e penetração na raiz em CPs ensaiados devendo-se isto a problemas de operação durante a soldagem. Também poder ter sido devido a quantidade de energia gerada no arco durante a soldagem do passe de raiz visto que esta é de grande importância e pode influenciar nas propriedades mecânicas dos conjuntos soldados uma vez que modificações de seus valores podem induzir a variações na morfologia do cordão de solda (penetração, largura e altura do reforço) e também na estrutura de solidificação devido às alterações provocadas no gradiente térmico na poça de fusão. Devido a este problema os valores da tenacidade, principalmente no CPs em X, ficaram comprometidos uma vez que a tenacidade é mais suscetível a alterações do que a resistência mecânica para variações da energia de soldagem, ou seja, as recomendações na energia de soldagem são baseadas na tenacidade requerida e não na resistência. Outro fato pode ter sido o desvio do arco provocado pelo ângulo do chanfro. Foram utilizados nos experimentos CPs com chanfro em V preenchidos com cinco cordões de solda, sendo o cordão 4, definido na Tab.(1), repetido nestes CPs. No chanfro em X foram utilizados apenas quatro cordões.

6 A energia é determinada através da Eq. (1) (Quites, 2002; Kou, 2003). 8º Congresso Brasileiro de Engenharia de Fabricação (1) Onde: E = Energia de soldagem ou Quantidade de calor (KJ/mm) η = Eficiência térmica ou rendimento do processo (adimensional) V = Tensão do arco (volts) I = Corrente de soldagem (ampères) v = Velocidade de soldagem (mm/min). Desta análise preliminar deduz-se que a utilização de arame tubular na execução do passe de raiz de junta com chanfro em X ou V, no processo mecanizado, não é indicado. 3.1 Microscopia ótica A microscopia ótica foi empregada para a análise qualitativa da microestrutura do MB e na interface ZF/ZTA e a classificação dos microconstituintes seguiu o sistema adotado pelo IIW. As Figuras (6), (7) e (8) exibem o comportamento microestrutural das juntas soldadas, comuns em cada CP, para cada condição de soldagem estabelecida. Pode-se observar que a microestrutura do MB se apresenta A Figura (6) mostra a microestrutura do MB onde se observa uma microestrutura formada por uma matriz de ferrita poligonal (PF) destacando-se na matriz em branco, e a bainita (B), dispersa ao longo de toda essa matriz. Esta microestrutura se assemelha a encontrada Martins (2013), que utilizou um material semelhante ao deste trabalho. Segundo este autor esta estrutura encontra-se entremeada por colônia de cementita, perlita fina e austenita retida, denominada de agregados eutetóides oriundos da transformação eutetóides da austenita não recristalizada, com tamanho heterogêneo e deformada no sentido da laminação. Nestas condições o MB apresenta um perfil de dureza da ordem 250 HV. Figura 6. Micrografia do MB. Ampliação 300X. Ataque Nital 2% Observando-se a microestrutura da ZF, mostrada na Fig. (7), percebe-se que, independentemente do tipo de chanfro, ocorre a presença de ferrita de contorno de grão (PF(G), veios ou grãos poligonais), ferrita de segunda fase alinhada (FS(A)) e ferrita acicular (AF) em termos de classificação IIW e presentes em todos os corpos ensaiados. AF AF FS(A) PF(G ) FS(A) PF(G ) (a) (b) Figura 7. Micrografia da ZF. Ampliação 200X. (a) Chanfro em V. (b) Chanfro em X. Ataque Nital 2%

7 A presença da AF na ZF está relacionada a presença de elementos de liga formadores e estabilizadores destes microconstituintes como o Mn e o Ni oriundos da composição química do eletrodo presentes no eletrodo usado neste trabalho. Embora a PF(G) não seja muito frágil pode favorecer a propagação de trinca por ser um microconstituinte que geralmente se encontra entre microestruturas de maior resistência e maior fragilidade que não suportam deformações decorrentes de grandes concentrações de tensões. A AF constitui-se como microconstituinte mais desejável para prevenir trincas devido ao fato de que os finos grãos da AF e os contornos de alto ângulo favorecem uma boa resistência à ocorrência dessas trincas. Na zona fundida dos CPs não foi constatada a presença de trinca. Segundo Martins (2008), a presença da FS(A) é prejudicial à resistência por clivagem o que facilita a propagação da trinca. Isto se deve ao fato de que esta microestrutura não possui contornos de alto ângulo entre as placas. Entretanto, observa-se a presença deste microconstituinte muito raramente na ZF. A elevação na energia de soldagem decorrente dos passes subsequentes ao de raiz promoveu aumento de PF(G). Com a elevação da temperatura mantida praticamente constante a energia de soldagem elevou o percentual de PF(G), havendo em ambos os casos a ocorrência da redução no percentual de AF, sendo isto uma consequência da redução da taxa de resfriamento da ZF com a elevação dos parâmetros citados, onde as taxas lentas de resfriamento induzem a difusão do carbono que promove a nucleação de ferrita primária nos contornos dos grãos gerando PF(G). Na Figura (8) são apresentadas as microestruturas da região de grão grosseiro da ZTA (RGGZTA). Pelo que pode ser observado nas microscopias óticas as RGGZTA dos dois chanfros utilizados, são bastante semelhantes. A microestrutura apresenta bainíta (B) e é ainda constituída por FS(A), e a presença de uma microestrutura em forma de ripas semelhante a martensita (M) de baixo carbono. Não foi detectado nenhuma trinca nesta região FS(A) B B FS(A) (a) (b) Figura 8. Micrografia da ZTA. (a) Chanfro em V, 200X (b) Chanfro em X, 500X. Ataque Nital 2% Da observação da Fig.(8) pode-se notar estruturas mais finas e com a presença de Bainita (B) na ZTA favorece uma melhor relação entre resistência e tenacidade nesta região. Como o aço em estudo é bainíticos, uma microestrutura bainitica na ZTA reduz a diferença destas propriedades na transição ZTA/MB melhorando a qualidade final da junta soldada. Esta diferença pode ser indiretamente avaliada através do perfil de dureza dos chanfros em X e em V. Desta análise conclui-se que a soldagem do material em estudo independe do tipo de chanfro, não havendo influências significativas nas suas características microestruturais. 3.2 Microdurezas A Figura (9) mostra a tendência do comportamento da microdureza nas diferentes regiões do chanfro X e V. Esta tendência mostra que a dureza da ZF foi maior do que a dureza nas demais regiões. Da análise do comportamento das microdurezas apresentadas se observa uma dureza média na ZF entre 250 Hv ( V ) e 300 Hv ( X ), na ZTA entre 210 Hv ( V ) e 250 Hv ( X ) e no MB da ordem de 210 Hv. Os valores entre parênteses mostrados na Fig.(9) correspondem aos desvios padrões. Na figura são mostrados os valores médios de microdureza dos passes de enchimento, acabamento e raiz. Da análise individual de cada de tipo de chanfro verifica-se que com as energias de soldagem empregadas e número de passes houve um refinamento de um passe pelo subsequente, proporcionando uma taxa de resfriamento baixa e, com isto levando ao aumento da dureza e aumento na resistência mecânica da junta, o que é desejável nos aços ARBL, cujo principal objetivo é possuir alta resistência aliada a boa tenacidade. Entretanto, quando se compara o comportamento da dureza no chanfro X, mais alta em relação ao V, deduz-se que o aumento progressivo da energia de soldagem e o número maior de passes no chanfro em V proporcionaram uma redução na taxa de resfriamento, causando aumento do tamanho de grão na ZTA com consequente queda de dureza nesta região comparativamente ao chanfro X. A avaliação individual da microdureza mostrou picos de alta e baixa dureza, que se atribui a presença de fases isoladas com elevada dureza. As temperaturas mais altas decorrentes das

8 energias mais altas foram suficientes para gerarem o aparecimento de PF, que pode ter provocado pontos de baixa dureza localizada. Desta análise conclui-se que é primordial o controle do aporte térmico na soldagem multipasse e isto nos indica que a soldagem com o chanfro em V ser a mais indicadas para a soldagem do aço em questão quanto a dureza. 3.3 Ensaio de Impacto Charpy V Figura 9. Microdureza Chanfro em X e Chanfro em V A Figura (10) mostra os resultados dos ensaios de impacto para todos os CPs. Para todos os ensaios realizados, as energias absorvidas foram muito inferiores ao MB, demonstrando no caso dos CPs soldados, que para as condições estabelecidas na soldagem, a ZF não apresentou-se com boa tenacidade. O ensaio foi realizado a temperatura ambiente. Entretanto, sabe-se que a tenacidade da ZF é influenciada pela presença da AF e aumenta com o aumento desta. Logo, avaliando-se os resultados apresentados e as microestruturas da ZF dos seus respectivos CPs para as devidas condições de soldagem, conclui-se que o baixo valor das energias absorvidas no impacto não se deve a problemas da microestrutura e sim a descontinuidade, tipo porosidade, falta de fusão e falta de penetração observada nos CPs como mostra a Fig.(11). Figura 10. Ensaios de Impacto. Charpy V. Temperatura ambiente Figura 11. Descontinuidades observadas nos CP s ensaiados com chanfro em X e V. Temperatura ambiente

9 A falta de penetração está diretamente relacionada com a corrente de soldagem, o que nos leva a crer que as correntes aplicadas foram muito baixas para este tipo de aço e consumível. Outra possibilidade pode vir da velocidade de soldagem, considerada baixa para os padrões de soldagem desejados. A falta de fusão, diretamente relaciona com a questão anterior, tendo a velocidade de soldagem como possível causador desta descontinuidade, visto que esta não pode permitir que a poça de fusão passe à frente do arco, atuando como um amortecimento à fusão e penetração. Também pode-se atribuir o fato à questão de que o ângulo do chanfro foi muito grande, estava fora do padrão estabelecido na norma, o que faz com que o metal de solda fundido apenas flua e funda-se contra as paredes do chanfro sem fundi-las. A porosidade pode ter decorrido da contaminação atmosférica (vazão de gás insuficiente, vazão de gás excessiva), correntes de ar excessivo, excesso de oxidação nas superfícies das peças a serem soldadas, elementos de liga desoxidantes inadequados no consumível. Porém, todos os cuidados foram tomados inicialmente para que estas causas não interferissem no resultado da solda, o que nos remete, em tese, a afirmar que as causas da porosidade foram decorrentes das altas taxas de solidificação da solda e características do arco errático. Quando as taxas de solidificação são muito altas, qualquer gás que normalmente escaparia fica aprisionado. Pode-se perceber também, que a variação na energia de soldagem de 1,35 KJ/mm para 1,49 KJ/mm não alterou significativamente o valor das energias absorvidas, uma vez que o percentual de AF também não sofreu alteração significativa como apresentado nas microestruturas. Desta forma, avaliando o comportamento obtido e fazendo um comparativo entre as energias absorvidas no impacto pelos corpos de prova chanfrados em X e em V, percebe-se que a elevação da temperatura de soldagem pelo número de passes dados no chanfro em V influenciou significativamente nos resultados. Uma comparação dos resultados apresentados para os corpos de prova do MB com os dos corpos de prova correspondentes aos CPs chanfrados mostra que os valores destes últimos se apresentam inferiores. Este fato é explicado pela presença de um percentual relativamente alto de FP(G) na ZF ou pela presença de delaminações correspondentes às regiões do MB, as quais são consequências do processamento termomecânico que por sua vez aumenta a tenacidade à fratura em relação a regiões da ZF. Comparando os resultados para os CPs em X com os dos corpos de prova em V, verifica-se que estes últimos são superiores, indicando com isto, que as condições de soldagem adotadas para os CPs com chanfro em V são mais indicadas para a soldagem do aço estudado quanto à tenacidade ao impacto mesmo com todas as descontinuidades geradas. 4. CONCLUSÃO A análise microestrutural do material mostrou que o MB é constituído basicamente de ferrita poligonal e bainita; a ZF de ferrita de contorno de grão (PF(G)), ferrita de segunda fase alinhada (FS(A)) e ferrita acicular (AF) e a ZTA por bainita (B). Os ensaios mostraram que a microdureza encontrada na ZF foi maior que nas demais regiões devido ao aumento da energia de soldagem nos passes subsequentes fazendo com que a dureza média da ZTA decrescesse, uma vez que a velocidade de resfriamento é menor nestas condições. As condições de soldagem adotadas para os CPs com chanfro em V são mais indicadas para a soldagem do aço estudado quanto à dureza que os chanfrados e X. As condições de soldagem adotadas para os CPs com chanfro em V são mais indicadas para a soldagem do aço estudado quanto à tenacidade ao impacto que os chanfrados e X. As descontinuidades apresentadas na junta soldada influenciaram nos baixos resultados da tenacidade. O consumível utilizado não se mostrou adequado para a soldagem do material nas condições especificadas neste trabalho. 5. AGRADECIMENTOS À CAPES pelo financiamento desta pesquisa, à USIMINAS pelo fornecimento do material de base, ao LAPROSOLDA/FEMEC da Universidade Federal de Uberlândia/UFU e ao Instituto Federal do Maranhão/IFMA, Campus Monte Castelo pelo apoio à realização deste trabalho e ao SENAI pela realização dos ensaios mecânicos. 6. REFERÊNCIAS American Welding Society, AWS AWS D1.1/D1.1:2010 Structural welding code steel. Miami. EUA. American Petroleum Institute. API Specification for line pipe 5L L St., NW, Washington, DC, EUA. Gnecco, Celso A pintura do aço patinável. Disponível em < com.br/catalago/patinavel. pdf > Acesso em: 20 dez Fedele, R Soldagem de tubulações: metalurgia, procedimentos e desafios. Metalurgia & Materiais, v.58, n.52. Martins, W. P., 2008, Influência dos parâmetros de soldagem na microestrutura e propriedades mecânicas de juntas soldadas em aços de alta resistência e baixa liga soldadas pelo processo arame tubular. São Luís. 106 p. Dissertação (Mestrado em Engenharia de Materiais) Centro Federal de Educação Tecnológica do Maranhãos, Maranhão.

10 Martins, W. P., 2013, Utilização da técnica de emissão acústica no estudo da trinca de hidrogênio na soldagem de um aço de alta resistência. Uberlândia. 191 p. Tese (Doutorado em Engenharia Mecânica) Universidade Federal de Uberlândia, Minas Gerais. 7. DIREITOS AUTORAIS Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso incluído neste trabalho. INFLUENCE OF CHANFER GEOMETRY IN MECHANICAL PROPERTIES OF WELDED JOINTS OF A HSLA STEEL Waldemir dos Passos Martins, waldemir@ifma.edu.br 1 Arleu Jorge Melo, arleu26@hotmail.com 1 Daniel Dominices Baía Gomes de Souza, danieldominices@hotmail.com 2 Rafael Carlos Walachinski, rafaelwalachinski@fiema.org.br 3 1 IFMA Federal Institute of Education Science and Technology of maranhão. St. Louis. Monte Castelo. 2 UFU Federal University of Uberlândia. 3 SENAI/MA Tecnologia e Inovação/Laboratório de Construção Civil. Resumo: The technological breakthrough occurred from the 30s contributed considerably to the development of new materials. Among these materials steels stand out as the most used and sold worldwide. In this sense, most steels with higher tensile and with higher toughness have been developed, such as steels High Strength Low Alloy (HSLA). However, high resistance efforts, good toughness and good weldability, due to the low carbon content and due to the use of thermo-mechanical manufacturing processes have given rise to a new classification of steels suitable for the transport of oil and gas and specified by the standard API 5L, such as API 5L X80 steel. However, a key feature for marketing a new type of steel is its weldability, and was therefore required a technological development in this area, to allow its use. In this sense, this project proposes a study of the influence of the chamfer geometry to be welded on the mechanical properties of a HSLA steel, API 5L X80 classification, welded with FCAW process on overmatched condition (welding condition of structural components under tension). The specimens were welded with two different types of bevel ("V" and "X") and the mechanical properties of microstructure, hardness and toughness (Charpy V at room temperature) were analyzed. As results, we conclude about the influence of the bevel on these mechanical properties in API X80 domestic manufacturing. Palavras-chave: HSL steel, flux cored arc welding, chamfer X and Y, mechanical properties