AVALIAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS DE UM AÇO FUNDIDO DE BAIXO CARBONO, COMO FUNÇÃO DA SEQUÊNCIA DE PROCESSOS DE TRATAMENTO TÉRMICO E SOLDAGEM Wallace Gonçalves Diniz, wallacediniz@hotmail.com 1 Alexandre Queiroz Bracarense, queiroz@demec.ufmg.br 1 Guilherme Marconi Silva, gmarcsil@gmail.com 2 1 Universidade Federal de Minas Gerais, Av. Antônio Carlos, 6627 Pampulha - 31270-901 - Belo Horizonte - MG 2 Centro Federal de Educação Tecnológica, Av. Amazonas, 5253 - Nova Suiça 30.421-169 - Belo Horizonte - MG Resumo: Ao se falar em união por soldagem, os aços laminados são amplamente citados e inúmeros estudos de soldagem se desenvolvem abrangendo apenas estes itens. Porém produtos em aço, obtido pelo processo de fundição, também podem integrar projetos importantes, e serem unidos à estrutura através da soldagem. Outra aplicação comum do processo de soldagem em aços fundidos consiste na recuperação de pequenos defeitos superficiais oriundos do processo de fundição. Devido à maneira como sua solidificação se processa, os fundidos têm, em sua microestrutura, características um pouco diferentes dos produtos obtidos por outros processos, tornando-se importante a avaliação das transformações ocorridas na zona afetada pelo calor de uma solda (ZTA) e suas consequências nas propriedades mecânicas. Este trabalho apresenta uma análise comparativa dos ensaios realizados de resistência à tração, impacto e metalografia da ZTA de quatro pares de placas fundidas em aço carbono, que foram soldadas pelo processo manual com eletrodo revestido impermeável. As diferentes condições testadas foram: duas placas soldadas no estado bruto de fundição com ensaios realizados com pós-tratamento de normalização e sem pós tratamento; e a soldagem de duas outras placas com material já normalizado, com ensaios realizados sem póstratamento e com pós-tratamento térmico de alívio de tensões. Palavras-chave: Solda, aço fundido, ZTA, propriedades mecânicas. 1. INTRODUÇÃO Os produtos fundidos estão aplicados em diversas áreas como mineração, offshore, siderurgia, dentre outras, compondo diversos projetos e equipamentos. Determinadas peças, devido à sua geometria complexa ou sua composição química, são fabricadas apenas pelos variados processo de fundição, destacando-se assim a importância desta indústria. As peças fundidas, no seu estado bruto de fundição, possuem uma grande heterogeneidade microestrutural (BRIGGS, 1946), em função dos diferentes gradientes térmicos durante solidificação. Esta microestrutura afeta diretamente as propriedades mecânica, fazendo com que certas peças tornem-se impróprias para aplicação imediatamente após a produção. A obtenção de um aprimoramento nas características mecânicas, em relação ao estado bruto de fundição, é conseguida através de tratamentos térmicos (SVENSSON, 1994), sendo a normalização o tratamento mais comum para aços carbono. Aplicações de soldagem em fundidos de aço ocorrem devido a limitações do processo produtivo como, recuperação de defeitos superficiais, e devido à complexidade de geometria como por exemplo, subdividir uma peça para permitir sua produção e posteriormente utilizar a soldagem para unir as partes. A soldagem traz como consequência alterações microestruturais em função do aquecimento localizado e este calor atinge regiões em torno da solda criando uma zona termicamente afetada (ZTA) (SVENSSON, 1994). A solidificação da poça de fusão, a partir dos grãos já existentes no metal de base, torna-se também influente nas propriedades (MARQUES et al., 2009). O objetivo deste trabalho consistiu em verificar os efeitos da soldagem em quatro placas fundidas, através de ensaios mecânicos de tração e impacto Charpy e a metalografia para caracterização das estruturas de metal de base, de adição e ZTA. As particularidades para comparação de resultados foram estipuladas conforme segue: Material soldado após tratamento de normalização; Material soldado já normalizado e tratamento de alívio de tensões pós-soldagem; Material soldado no estado bruto de fundição;
Material soldado no estado bruto de fundição e tratamento de normalização pós-soldagem. A Tabela 1 mostra a sequência de eventos para cada placa do trabalho. A rastreabilidade que acompanha as placas e corpos de prova foi definida em formato numérico. Tabela 1. Particularidades das placas soldadas de acordo com sua respectiva identificação 2. DESENVOLVIMENTO Para o estudo da microestrutura e propriedades mecânicas produziu-se quatro placas pelo processo de fundição. A norma ASTM A 488 auxiliou na definição do metal de base, dos corpos de prova e suas dimensões. Foi definido como material de base o aço ASTM A 27 Gr U 60-30, cuja tensão limite de Resistência Lr = 415 MPa mínimo e %C = 0,25 máximo. Um planejamento prévio das dimensões dos corpos de prova, conforme pode ser visto na Figura 1, possibilitou dimensionar o metal de base com 170 mm de largura, 310 mm de comprimento e uma espessura definida de ¾. Após fundição, cada placa de 310 x 170 mm seria dividida ao centro para formar quatro pares iguais. Figura 1. Esquema de distribuição de corpos de prova em um conjunto de placas soldadas 2.1. Fundição e soldagem Quatro moldes foram produzidos no processo manual de resina furânica, utilizando um modelo em madeira com dimensões de 316,2 mm de comprimento por 173,4 mm de comprimento por 19,4 mm de espessura. A carga para fusão, composta de sucata de aço e retornos de fundição, foi fundida em um forno à indução de média potência Inductotherm Power-trak 250-10 R, com capacidade de 500 kg. A composição química obtida nos fundidos está apresentada na Tabela 2 em comparação com os valores estabelecidos pela norma do material. A divergência no teor de manganês é permitida pela norma sendo um acréscimo de 0,04% deste elemento acima do teor máximo para cada redução de 0,01% no teor de carbono em relação ao máximo permitido. Os moldes foram vazados individualmente e por operação manual, a temperatura de vazamento foi mantida em 1580 C. Tabela 2: Composição química obtida nas placas fundidas. Elementos C Si Mn P S Ni Cr Mo Al Percentual médio lido no espectrômetro 0,192 0,464 0,799 0,026 0,014 0,039 0,092 0,013 0,054 ASTM A 27 Gr U 60-30 Max Max Max max max 0,25 0,80 0,75 0,05 0,06 --- --- --- ---
Duas das quatro placas foram identificas com o numeral 1 e foram submetidas ao tratamento térmico de normalização (temperatura de manutenção de 890 C e resfriamento ao ar livre), as demais foram identificadas com numeral 2 e permaneceram no estado bruto de fundição. Os tratamentos térmicos foram realizados em um forno a gás contendo as dimensões internas de 1800 x 2020 x 2350 mm com quatro queimadores laterais e com controle automático programável de temperaturas. A Figura 2 mostra as placas após o tratamento térmico. A seta indica a região para o chanfro, sendo esta oposta à região de massalotes do processo de fundição. Figura 2. Quatro placas fundidas separadas entre aquelas que foram normalizadas e duas sem tratamento térmico, com estrutura bruta de fundição. Com o auxílio de uma esmerilhadeira, as placas receberam um chanfro em meio V de aproximadamente 30 e foram seccionadas no centro com uma serra de fita, formando 4 conjuntos. A soldagem das placas foi realizada em laboratório pelo processo manual com eletrodo revestido (SMAW) utilizando uma fonte KEMPPI Master TIG AC/DC 2500 W. O metal de adição aplicado foi o eletrodo E7018-1 H4R não ressecável com Ø 3,25 mm e 350 mm de comprimento, fabricado pela ELBRAS. Buscou-se manter os mesmos parâmetros de soldagem em todas as placas para evitar novas variáveis, estas informações são apresentadas na Tabela3. Tabela 3. Parâmetros de soldagem utilizados para todas as placas fundidas. POSIÇÃO DO CHANFRO: 1G TIPO DE CORDÃO: Retilíneo POSIÇÃO DE SOLDAGEM: Plana NÚMERO DE PASSES: Múltiplos PASSE PROCESSO CLASSIF. CORRENTE Diâmetro Tipo/Polaridade Valor Raiz SMAW E 7018-1 H4R 3,25 mm CC+ 120 a 125 A Enchimento SMAW E 7018-1 H4R 3,25 mm CC+ 105 a 115 A Acabamento SMAW E 7018-1 H4R 3,25 mm CC+ 105 a 115 A Conforme determinado no objetivo, dois dos conjuntos soldados foram submetidos à tratamentos térmicos póssoldagem, fazendo-se necessário recriar a identificação das placas para distingui-las. Os dois conjuntos que inicialmente eram identificados como 1, se tornaram 1.1 e 1.2 e os demais que eram 2 se tornaram 2.1 e 2.2. A Figura 3 apresenta os quatro conjuntos placas soldadas e sua nova identificação. Em acordo com a Tabela 1, o conjunto soldado 1.2 que fora normalizado antes da soldagem, foi levado ao forno de tratamentos térmicos onde foi realizado um tratamento de alívio de tensões a uma temperatura de 500 C. O conjunto 2.2, soldado com as placas no estado bruto de fundição, foi levado ao forno para um tratamento de normalização, sendo este exatamente com os mesmos parâmetros das placas identificadas inicialmente com numeral 1.
Figura 3. Registro fotográfico das placas após soldagem com evidencia ampliada das identificações realizadas. 2.2. Usinagem dos corpos de prova e ensaios mecânicos Estando as placas prontas após soldagem e tratamentos térmicos propostos, os corpos de prova foram usinados conforme desenho da Figura 1 e norma ASTM A 488 como referência. Foi preciso realizar um ataque com Nital a 10% antes de finalizar a usinagem, pois os corpos de prova para ensaio charpy e tração têm suas dimensões dependentes da região soldada. A rastreabilidade foi mantida em cada corpo de prova durante as etapas de usinagem. A Figura 4 mostra os corpos de prova planos com seção retangular para ensaio de tração e os corpos de prova para ensaio de impacto charpy, extraídos das placas soldadas. Figura 4. Acima são representados os corpos de prova usinados e prontos para ensaio mecânico. Na preparação para o ensaio de impacto, com auxílio de uma brochadeira, todos os corpos de prova tiveram o entalhe em V realizado na região da ZTA seguindo a opção a apresentada na norma ASTM A 488. A Figura 5 mostra esquematicamente a localização do entalhe. Figura 5. Entalhe do corpo de prova de impacto realizado de acordo com ASTM A 488, 2004. Todos os ensaios de impacto foram realizados com auxílio de um pêndulo Wolpert. A temperatura de ensaio foi ambiente. A Tabela 4 mostra os valores de energia absorvida por cada CP durante o ensaio de impacto Charpy. Os ensaios de tração foram realizados em uma máquina da Shimadzu, modelo UH-F1000kNI. Na Tabela 5 encontram-se as áreas de seção transversal de cada CP, a respectiva carga de ruptura no ensaio de tração e a Tensão
Limite de Ruptura (Lr). Observou-se no corpo de prova 2.2 uma ruptura no metal de adição, enquanto todos os demais romperam fora da região soldada. Tabela 4 Valores de energia absorvidos durante os ensaios de Charpy Identificação do CP 1.1 1.2 2.1 2.2 Valor em Joule (J) 42 32 32 34 36 72 22 22 22 38 48 46 Valor médio (J) 35 47 22 44 Tabela 5 Valores de cargas de ruptura e área da seção transversal dos corpos de prova de tração ensaiados Identificação Área da seção transversal Carga de do CP (mm²) ruptura (kgf) LRT (MPa) 1.1 253,5 13433,5 519,9 1.2 248,42 12986,7 512,8 2.1 253,27 13327,1 516,2 2.2 252,29 12309,2 478,6 Os corpos de prova para metalografia foram levados ao laboratório metalográfico e tiveram as faces preparadas uma politriz modelo PL02 E da Teclago, passando pelas lixas 80, 180, 220, 280, 320, 400, 600, 1000 e 1200, e ao final foram polidas com disco de feltro e pasta de alumina. A identificação foi rigorosamente mantida. A metalografia foi realizada para caracterização da microestrutura passando por metal base, zona fundida e zona termicamente afetada. A sequência de imagens da Figura 6 à Figura 9, obtidas através de um Microscópio Óptico Olympus Modelo BX60M, mostram as análises realizadas. (a) (b) (c) Figura 6. Micrografia da amostra 1.1 com aumento de 200x (duzentas vezes). a) Metal base, b) ZTA e c) Zona Fundida. Da amostra 1.1 a metalografia do metal base (Figura 6(a)) mostrou uma matriz ferrítica com perlita em menor proporção e grãos aproximadamente uniformes devido ao tratamento térmico de normalização. Na região da ZTA (Figura 6(b)) observa-se uma alteração no aspecto da perlita, caracterizado por uma estrutura muito fina de carboneto e ferrita além de ferrita próeutetóide. Na região da zona fundida (Figura 6(c)) observa-se presença de ferrita primária de contorno de grão PF(G), ferrita acicular (AF) e ferrita de segunda fase alinhada FS(A).
(a) (b) (c) Figura 7. Micrografia da amostra 1.2 com aumento de 200x (duzentas vezes). a) Metal de base, b) ZTA e c) Zona Fundida. Da amostra 1.2 a metalografia do metal base (Figura 7(a)) mostrou também uma matriz ferrítica com perlita em menor proporção e grãos aproximadamente uniformes devido ao tratamento térmico de normalização. Na região da ZTA (Figura 7(b)) observa-se uma alteração no aspecto da perlita, caracterizado por uma estrutura muito fina de carboneto e ferrita além de ferrita próeutetóide. Na região da zona fundida (Figura 7(c)) observa-se presença de ferrita primária de contorno de grão PF (G), ferrita acicular (AF) e ferrita de segunda fase alinhada FS(A). (a) (b) (c) Figura 8. Micrografia da amostra 2.1 com aumento de 200x (duzentas vezes). a) Metal de base, b) ZTA e c) Zona Fundida. Da amostra 2.1 a metalografia do metal base (Figura 8(a)) mostrou uma matriz ferrítica com perlita em menor proporção e grãos grosseiros com orientação bastante irregular devido ao estado bruto de fundição. Na região da ZTA (Figura 8(b)) observa-se uma alteração no aspecto da perlita, caracterizado por uma estrutura muito fina de carboneto e ferrita além de ferrita próeutetóide. Na região da zona fundida (Figura 8(c)) observa-se presença de ferrita primária de contorno de grão PF (G), ferrita acicular (AF), ferrita de segunda fase alinhada FS(A), ferrita intergranular poligonal PF (I). (a) (b) (c) Figura 9. Micrografia da amostra 2.2 com aumento de 200x (duzentas vezes). a) Metal de base, b) ZTA e c) Zona Fundida Da amostra 2.2 a metalografia do metal base (Figura 9(a)) mostrou uma matriz ferrítica com perlita em menor proporção e grãos aproximadamente uniformes devido ao tratamento térmico de normalização, notoriamente a estrutura bruta de fundição foi homogeneizada pelo tratamento. Na região da ZTA (Figura 9(b)) observa-se uma matriz também com ferrita e perlita, na linha de divisão entre o metal de adição e o metal base é possível identificar uma estrutura de grãos refinados. Na zona fundida (Figura 9(c)) observa-se uma matriz predominantemente ferrítica com perlita em
menor proporção. As várias morfologias da ferrita foram transformadas gerando uma estrutura similar ao metal de base, porém com grãos menores. 3. CONCLUSÕES Analisando os resultados dos ensaios mecânicos, foi notada uma sensibilidade maior dos valores do ensaio de impacto devido às condições microestruturais em que foram testados. O corpo de prova referente à amostra 2.1 (soldado no estado bruto de fundição e sem tratamento pós soldagem), apresentou uma baixa energia absorvida devido à seus grãos grosseiros. O resultado do ensaio Charpy também mostrou que aqueles corpos de prova que foram tratados termicamente após a soldagem, independente da microestrutura inicial, absorveram mais energia antes da ruptura, mostrando a efetividade do tratamento em reduzir as tensões internas. O limite de resistência à tração nas placas 1.1, 1.2 e 2.1 não apresentou variação significativa, mesmo havendo diferenças entre tratamentos térmicos antes e após a soldagem destes materiais. O tratamento de normalização pós-soldagem na placa 2.2, teve um impacto negativo na Tensão Limite de Resistência do metal de adição. A microestrutura típica dos cordões de solda, com ferrita nas suas diversas morfologias, foi recristalizada em ferrita próeutetoide e devido à sua grande proporção reduziu a resistência em relação ao metal base. Por não atingir a temperaturas de transformação, o tratamento de alívio de tensões realizado na placa 1.2, não alterou a estrutura deste material, porém em uma comparação com a amostra 1.1, houve um aumento na energia média absorvida no ensaio de impacto, uma vez que ambas tinham sido soldadas com estrutura já normalizada. Como conclusão final, a melhor combinação de propriedades mecânicas e metalográficas foi apresentada pelo material soldado com a estrutura já normalizada e que posteriormente foi submetida a um tratamento de alívio de tensões. Realizar um tratamento acima da zona crítica de transformação em peças que tenham sido soldadas pode levar à redução da resistência à tração devido à recristalização da estrutura dentro dos cordões. 4. AGRADECIMENTOS Agradecimento à empresa Fundição Altivo S/A pela contribuição de fornecimento das placas fundidas e os serviços de tratamento térmico realizado nas mesmas. À usinagem Usifar na pessoa de Fábio Ribeiro que contribuiu enormemente fornecendo serviços de usinagem dos corpos de prova para a realização dos ensaios mecânicos e metalográficos. A todos os que estiveram presentes no laboratório de soldagem da UFMG (LRSS) durante as etapas de soldagem e metalografia, em que lá foram desenvolvidas. Em especial, um agradecimento ao Engenheiro de Soldagem Claudiney Dumontt, professor de soldagem no SENAI Alvimar Carneiro de Rezende, que executou a soldagem nas placas fundidas, e a esta instituição que contribuiu realizando os ensaios mecânicos de tração e impacto. 5. REFERÊNCIAS BRIGGS, Charles Willers. The Metallurgy of steel castings. McGraw-Hill book Company, 1946, p.494-517. MARQUES, P. V.; MODENESI, P. J.; BRACARENSE, A. Q.: Soldagem: Fundamentos e Tecnologia. 3ª ed. Belo Horizonte. Editora UFMG, 2009. SVENSSON, Lars-Erik. Control of microstructures and properties in steel arc welds. CRC Press, 1994.83p. 6. DIREITOS AUTORAIS Os autores são os únicos responsáveis pelo conteúdo do material impresso neste trabalho.
ANALYSIS OF MECHANICAL PROPERTIES OF LOW CARBON STEEL CASTING, AS FUNCTION OF HEAT TREATMENT AND WELDING PROCESS SEQUENCE Wallace Gonçalves Diniz, Alexandre Queiroz Bracarense, Guilherme Marconi Silva, 1 Universidade Federal de Minas Gerais, Av. Antônio Carlos, 6627 Pampulha - 31270-901 - Belo Horizonte - MG 2 Centro Federal de Educação Tecnológica, Av. Amazonas, 5253 - Nova Suiça 30.421-169 - Belo Horizonte - MG Abstract: When talking about welding union, the rolled products are widely cited and many studies are developed covering this items, however steel products, obtained through foundry process, could be part of important projects and be welded in the structure. Another ordinary application of welding process in steel castings is in order to recover and eliminate superficial defects from the foundry process. Because having different structural characteristics from products obtained trough others process, it is important to evaluate the heat affected zone due to the welding (HAZ) and consequences in mechanical properties. This article presents an analysis of tensile strength, impact and HAZ metallographic of four casting and welded plates. The different conditions of the tested plates are: raw cast welded and specimens tested without pos-heat treatment and normalized as post heat treatment; and normalized material welded and specimens tested without post heat treatment and with stress relief as a post heat treatment. Key words: welding, steel cast, HAZ, mechanical properties.