PROGRAMA FRANCISCO EDUARDO MOURÃO SABOYA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA ESCOLA DE ENGENHARIA UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE

PGMEC PROGRAMA FRANCISCO EDUARDO MOURÃO SABOYA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA ESCOLA DE ENGENHARIA UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE Dissertação de Mestrado CARACTERIZAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS, MICROESTRUTURAIS E ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS EM JUNTAS SOLDADAS DE TUBULAÇÃO DE AÇO ASTM A106 Gr B HUMBERTO DA SILVA SOBRAL MARÇO DE 2013

HUMBERTO DA SILVA SOBRAL CARACTERIZAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS, MICROESTRUTURAIS E ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS EM JUNTAS SOLDADAS DE TUBULAÇÃO DE AÇO ASTM A106 Gr B Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa Francisco Eduardo Mourão Saboya de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica da UFF como parte dos requisitos para a obtenção do título de Mestre em Ciências em Engenharia Mecânica Orientadora: Profª. Maria da Penha Cindra Fonseca (PGMEC/UFF) UNIVERSIDADE FEDERAL FLUMINENSE NITERÓI, 18 DE MARÇO DE 2013

CARACTERIZAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS, MICROESTRUTURAIS E ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS EM JUNTAS SOLDADAS DE TUBULAÇÃO DE AÇO ASTM A106 Gr B Esta dissertação é parte dos pré-requisitos para a obtenção do título de MESTRE EM ENGENHARIA MECÂNICA Área de concentração: Mecânica dos Materiais Aprovada em sua forma final pela Banca Examinadora formada pelos professores: Profª. Maria da Penha Cindra Fonseca (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense (Orientadora) Prof. Ivan Napoleão Bastos (D.Sc.) Universidade do Estado do Rio de Janeiro IPRJ/UERJ Prof. Juan Manuel Pardal (D.Sc.) Universidade Federal Fluminense

À minha esposa Anna Emília e à minha mãe Salomé.

Agradecimentos Primeiramente a Deus e a minha família pelo apoio e compreensão em todo o tempo dedicado em minha formação. À minha esposa Anna Emília, por seu carinho, dedicação e incentivo nos momentos mais difíceis. À minha orientadora Profª. Maria Cindra, pela atenção e profissionalismo dispensado, bem como apoio e conhecimento oferecido que tornaram possível a realização deste trabalho. À Drª. Annelise Zeemann, pelo apoio dispensado, incentivo e críticas que muito agregaram aos meus conhecimentos técnicos e pessoais. À TECMETAL, que cedeu os laboratórios para realização de diferentes análises e a todos os colaboradores pelo apoio e contribuição, em especial aos colaboradores Henrique Fontes, Gustavo Senna e André Fontes. À Tatiane Chuvas, pela atenção e apoio na realização dos ensaios. À UTC Engenharia, na pessoa do Engº. Guttemberg Chagas, pela doação das amostras de tubos soldados. À coordenação do PGMEC - UFF, pelo pronto atendimento sempre que solicitei auxílio.

RESUMO A geração de tensões residuais é consequência inevitável dos processos de soldagem. O presente trabalho apresenta a análise das tensões residuais geradas na soldagem a arco pelos processos TIG/eletrodo revestido (GTAW/SMAW) e MAG (GMAW) em tubos de aço ASTM A106 Gr B e a caracterização das propriedades mecânicas e microestruturais das juntas soldadas. As tensões residuais foram medidas por difração de raios X, pelo método do sen 2 ψ. As tensões residuais superficiais geradas pelos dois processos de soldagem foram compressivas em todas as juntas soldadas. Entretanto, o processo MAG gerou tensões de maiores magnitudes do que o processo TIG/eletrodo revestido. Através da técnica de remoção de camadas, por polimento eletrolítico, foram levantados perfis do comportamento das tensões residuais através da espessura, a fim de verificar a profundidade dos campos de tensões compressivas das amostras. Análises de resistência mecânica, dureza, tenacidade e microestrutural complementaram o presente estudo. Palavras-Chave: tensões residuais, soldagem de tubulações GTAW/SMAW e GMAW, aço ASTM A106 Gr B, difração de raios X.

ABSTRACT The generation of residual stress is inevitable consequence of the welding processes. This paper presents the analysis of the residual stresses generated by the arc welding processes TIG/SMAW (GTAW/SMAW) and MAG (GMAW) on steel pipes ASTM A106 Gr B and the characterization of the mechanical and microstructural properties of welded joints. The residual stresses were measured by X-ray diffraction by the method of sin 2 ψ. The surface residual stresses generated in the different welding processes are compressive in all regions of the joint. However, the process MAG generated residual stresses magnitudes larger than the process TIG / SMAW. Through the technique of removing layers, by electrolytic polishing were collected behavioral profiles of residual stress through the thickness, in order to ascertain the depth of field of compressive stresses of the samples. Analysis of strength, hardness, toughness and microstructure complemented the present study. Key-Words: residual stresses, welding pipes GTAW/SMAW and GMAW, ASTM A106 Gr B steel, X-ray diffraction.

SUMÁRIO 1. INTRODUÇÃO... 13 2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA... 15 2.1. TENSÕES RESIDUAIS... 15 2.1.1. Tipos de Tensões Residuais... 15 2.1.2. Tensões Residuais na Soldagem... 16 2.1.2.1. Tensões Residuais Devido à Contração noresfriamento... 17 2.1.2.2. Tensões Residuais Devido ao Resfriamento Superficial Intenso... 19 2.1.2.3. Tensões Residuais Devido a Transformações de Fases... 19 2.1.2.4. Tensões Residuais em Soldagem Multipasses... 21 2.1.3. Métodos para Determinação das Tensões Residuais... 23 2.1.3.1. Métodos Destrutivos... 24 2.1.3.2. Métodos Não Destrutivos... 24 2.1.4. Tensometria por Difração de Raios-X... 24 2.1.4.1. Princípio da Difração de Raios-X... 24 2.2. SOLDAGEM... 28 2.2.1. Processo de Soldagem SMAW... 28 2.2.1.1. Corrente de Soldagem... 29 2.2.1.2. Polaridade... 30 2.2.1.3. Comprimento do Arco... 30 2.2.1.4. Velocidade de Soldagem... 30 2.2.2. Processo de Soldagem GTAW... 31 2.2.3. Processo de Soldagem GMAW... 33 2.2.3.1. Princípio Operacional... 34 2.2.3.2. Mecanismos de Transferência Metálica... 36 2.2.3.3. Variáveis do Processo... 36 2.2.3.4. Corrente de Soldagem... 37 2.2.3.5. Velocidade de Soldagem... 37 2.2.3.6. Posição de Soldagem... 38 2.2.3.7. Gás de Proteção... 38 2.2.3.8. Gás Inerte... 39 2.2.3.9. Gás Ativo... 40 2.2.3.10. Misturas... 40 2.3. AÇOS CARBONO... 41 2.3.1. Soldabilidade dos Aços Carbono... 42 2.3.2. Zona Fundida... 43 2.3.3. Zona Afetada pelo Calor... 44 3. MATERIAIS E MÉTODOS... 45 3.1 MATERIAL... 45 3.2 MÉTODOS EXPERIMENTAIS... 46 3.2.1 Soldagem do Material... 46 3.2.2 Análise das Tensões Residuais... 48 3.2.3 Análise Microestrutural... 50 3.2.4 Ensaios Mecânicos... 51 3.2.4.1. Ensaio de Tração... 51

3.2.4.2. Tenacidade ao Impacto... 51 3.2.4.3. Ensaios de Microdureza... 53 3.2.4.4. Esmerilhamento do Metal de Solda (MS)... 53 3.2.4.5. Construção do Perfil de Tensões Residuais... 53 3.2.4.6. MEV... 54 4. RESULTADOS E DISCUSSÕES... 55 4.1 ANÁLISE DAS TENSÕES RESIDUAIS APÓS A SOLDAGEM... 55 4.1.1 Construção do Perfil de Tensões Residuais após Esmerilhamento... 60 4.2 CARACTERIZAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS... 62 4.2.1 Resistência Mecânica... 62 4.2.2 Tenacidade ao Impacto Charpy... 66 4.2.3 Microdureza... 67 4.3 MICROSCOPIA ÓPTICA... 74 4.4 MICROSCOPIA ELETRÔNICA DE VARREDURA... 77 5. CONCLUSÕES... 82 6. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS... 84 7. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS... 85

LISTA DE FIGURAS Figura 2.1 Ilustração de diferentes tipos de macrotensões e microtensões residuais (Withers & Bhadeshia, 2001a).... 16 Figura 2.2 Desenvolvimento de tensões residuais durante a soldagem (Modenesi, 2008).... 18 Figura 2.3 Distribuição das tensões residuais longitudinais (a) e transversais (b) em juntas de topo (Silva, 2007).... 18 Figura 2.4 Representação de diagrama CCT (Heinze et al, 2012).... 19 Figura 2.5 Perfis teóricos de σt versus x, para y = 0 na superfície, considerando a superposição das tensões devido à contração, ao resfriamento mais intenso da superfície e à transformação de fase (Macherauch & Wohlfahrt, 1977).... 20 Figura 2.6 Tensões residuais em uma tubulação soldada pelo processo TIG (GTAW) (Silva & Farias, 2008). 21 Figura 2.7 Sequências de soldagem (Murugan et al, 2001, modificado).... 22 Figura 2.8 Tensões residuais na soldagem multipasse de chapas de aço baixo carbono (Murugan et al, 2001, modificado).... 23 Figura 2.9 Interpretação geométrica da lei de Bragg (Cindra Fonseca, 2000).... 25 Figura 2.10 Sistema de coordenadas polares.... 27 Figura 2.11 Representação esquemática do processo de soldagem SMAW (Marques et al, 2007).... 29 Figura 2.12 Comprimento do Arco (Felizardo & Bracarense, 2005).... 30 Figura 2.13 Representação esquemática do processo de soldagem GTAW (Marques et al, 2007).... 32 Figura 2.14 Representação esquemática do processo de soldagem GMAW (Marques et al, 2007).... 34 Figura 2.15 Representação esquemática do equipamento de soldagem GMAW (Felizardo & Bracarense, 2005).... 35 Figura 2.16 Relação entre a corrente e a velocidade de fusão do arame (Marques et al, 2007, modificado).... 37 Figura 2.17 Perfis de cordões produzidos por arcos protegidos com gás inerte (Felizardo & Bracarense, 2005).... 40 Figura 3.1 Desenho esquemático das juntas soldadas com dimensões (mm).... 46 Figura 3.2 Juntas soldadas.... 46 Figura 3.3 Analisador de tensões Xstress3000.... 49 Figura 3.4 (a), (b) e (c) Representação esquemática dos pontos de medição das tensões residuais.... 50 Figura 3.5 Representação esquemática dos corpos de prova de tração e Charpy retirados das amostras: (a) cps tração e cps Charpy; (b) cps Charpy.... 51 Figura 3.6 Corpos de prova para ensaio Charpy com dimensões (mm).... 52 Figura 3.7 (a) Máquina Losenhausenwerk para ensaio Charpy; (b) cps em solução de álcool + gelo seco e termopar com sensor de imersão do tipo PT100.... 52 Figura 3.8 Sistema de eletropolimento: (1) Fonte de tensão e corrente; (2) Relógio comparador digital; (3) Pincel com eletrólito, e (4) Amostra analisada.... 54 Figura 4.1 Tensões residuais na junta 1.... 56 Figura 4.2 Tensões residuais na junta 2.... 56 Figura 4.3 Tensões residuais na junta 3.... 57 Figura 4.4 Tensões residuais na junta 4.... 58 Figura 4.5 Tensões residuais na junta 5.... 59 Figura 4.6 Tensões residuais na junta 6.... 59 Figura 4.7 Perfil em profundidade das tensões após o esmerilhamento na amostra E (0º).... 60 Figura 4.8 Perfil em profundidade das tensões residuais pós soldagem no centro do cordão de solda da amostra E (180º).... 61 Figura 4.9 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 1.... 63 Figura 4.10 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 2.... 64 Figura 4.11 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 3.... 64 Figura 4.12 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 4.... 65 Figura 4.13 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 5.... 65 Figura 4.14 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 6.... 66 Figura 4.15 Tenacidade ao impacto Charpy na região do ponto B(180º).... 67 Figura 4.16 Microdureza Vickers das juntas 1, 2 e 3, no ponto A (0º), Topo e Raiz.... 69 Figura 4.17 Microdureza Vickers das juntas 4, 5 e 6, no ponto A (0º), Topo e Raiz.... 70 Figura 4.18 Microdureza Vickers das juntas 1, 2 e 3, no ponto B (180º), Topo e Raiz.... 72 Figura 4.19 Microdureza Vickers das juntas 4, 5 e 6, no ponto B (180º), Topo e Raiz.... 73 Figura 4.20 Microdureza Vickers da junta 6, no ponto B (180º), Topo e Raiz.... 74

Figura 4.21 Microestrutura ferrítica-perlítica do metal de base (MB 6A).... 74 Figura 4.22 Microestrutura da ZTA (2A).... 75 Figura 4.23 Microestrutura do metal de solda (MS 2A): ferrita pró-eutetóide nos contornos da austenita prévia; ferrita acicular (FA) no interior.... 76 Figura 4.24 Microestrutura da ZTA (4B): Mistura ferrítica/bainítica na superfície. Contornos de grão com ferrita livre; regiões com agregados: bainíticos.... 76 Figura 4.25 Microestrutura do metal de solda (MS 4B).... 77 Figura 4.26 Metal de base (MB): Região central da fratura do cp Charpy (126J).... 78 Figura 4.27 Região central da fratura do cp Charpy da junta 2: MS (165J) e ZTA (147J).... 78 Figura 4.28 Região central da fratura do cp Charpy da junta 3: MS (117J) e ZTA (126J).... 79 Figura 4.29 Região central da fratura do cp Charpy da junta 4: MS (75J) e ZTA (162J).... 79 Figura 4.30 Região central da fratura do cp Charpy da junta 6: MS (108J) e ZTA (63J).... 80 Figura 4.31 Região central da fratura frágil do cp Charpy da junta 6: ZTA (63J).... 81 Figura 4.32 Região central da fratura do cp Charpy da junta 6: transição ZTA/MS.... 81

LISTA DE TABELAS Tabela 2.1 Potencial de ionização de gases utilizados na soldagem GMAW (Felizardo & Bracarense, 2005). 39 Tabela 3.1 Composição química do aço ASTM A106 Gr B (% em massa).... 45 Tabela 3.2 Propriedades mecânicas do material.... 45 Tabela 3.3 Parâmetros da soldagem TIG + ER (GTAW/SMAW).... 47 Tabela 3.4 Parâmetros da soldagem MAG (GMAW).... 48 Tabela 4.1 Resultados da análise das tensões residuais nas juntas soldadas.... 55 Tabela 4.2 Resultados da análise das tensões residuais nas juntas soldadas.... 58 Tabela 4.3 Resistência Mecânica (σ LE e σ LR ).... 62 Tabela 4.4 Alongamento.... 63 Tabela 4.5 Tenacidade ao impacto Charpy na região do Ponto B.... 66 Tabela 4.6 Microdureza Vickers (HV) das juntas no Ponto A.... 68 Tabela 4.7 Microdureza Vickers (HV) no ponto B (180º).... 71

LISTA DE SÍMBOLOS σ l σ t E α d θ ε φ ψ σ ν λ σle σlr FA FSA Tensão longitudinal Tensão transversal Módulo de elasticidade Ferrita Distância interplanar Ângulo de incidência Deformação Ângulo Polar Ângulo azimutal Tensão Coeficiente de Poison Comprimento de onda Tensão limite de escoamento Tensão limite de resistência Ferrita acicular Ferrita de segunda fase alinhada

13 Capítulo 1 1. Introdução As tubulações industriais apresentam importante aplicação nas indústrias químicas, petroquímicas, termoelétricas, nucleares e de petróleo. Materiais de tubulação na forma de tubos, flanges, conexões e demais acessórios são selecionados para uso em diversas plantas de processo de refinarias. A seleção destes materiais está relacionada às condições de pressão, temperatura e tipo de fluido, e em aplicações básicas, a seleção dos materiais contempla os aços carbono, de baixo custo. Estes aços, cuja estrutura é ferrítica, se caracterizam por possuírem relativamente baixa resistência à corrosão e baixa resistência mecânica, com tenacidade em geral satisfatória para uso em temperaturas positivas. Para estas aplicações são normalmente empregados tubos de aço ASTM A106 Gr B. A soldagem é o principal processo de construção e reparo destas tubulações para o transporte de petróleo, gás e derivados. Em geral, as soldagens são realizadas de forma manual, utilizando soldadores qualificados, cujas soldas são inspecionadas por diversas técnicas. Dentre os principais processos empregados destacam-se o eletrodo revestido (SMAW), o TIG (GTAW), o MAG (GMAW) e o arame tubular (FCAW). Dentre as diversas alterações sofridas pelos materiais quando submetidos a um ciclo térmico de soldagem destacam-se o surgimento de tensões residuais, que se forem trativas, são indesejáveis, uma vez que podem se somar aos carregamentos em serviço e acarretar a fratura prematura da estrutura ou componente. Visto que a geração de tensões residuais de soldagem são características intrínsecas ao ciclo térmico, não sendo possível evitá-las, e a sua presença é geralmente indesejada, pois está associada a diversos problemas metalúrgicos, torna-se então necessário conhecer o comportamento das tensões residuais em tubulações soldadas. Com isso pode-se contribuir para a elaboração de procedimentos de soldagem que contemplem medidas que reduzam os

14 níveis das tensões residuais, minimizando os riscos de falha das tubulações decorrentes dos seus efeitos sobre o material. Na soldagem manual, o controle de parâmetros torna-se extremamente difícil, uma vez que o soldador não é capaz de reproduzir soldas com o mesmo grau de repetibilidade que as obtidas por sistemas automatizados. Além disso, os procedimentos de soldagem nestes casos são elaborados admitindo faixas muito amplas para os parâmetros, acarretando em variações significativas nos níveis de energia de soldagem que podem ser utilizados, causando assim, alterações marcantes nos níveis de tensões residuais. Uma alternativa à soldagem manual de tubulações quer seja na montagem ou em reparos, é a utilização de equipamentos automáticos que possibilitem a soldagem com alta reprodutibilidade, facilidade de execução, rapidez e baixo custo. Pretende-se com este trabalho, através da técnica de difração de raios-x, avaliar os níveis de tensões residuais em tubulações de aço ASTM A106 Gr B, induzidas por processos de soldagem relacionando os resultados com as propriedades mecânicas e aspectos microestruturais do material. Para caracterização do material e das juntas soldadas, foram realizados ensaios de tração, tenacidade ao impacto, microdureza e análise metalográfica.

15 Capítulo 2 2. Revisão Bibliográfica 2.1. Tensões Residuais As tensões residuais são definidas como tensões auto-equilibradas que permanecem em um material após a remoção do esforço externo que lhe deu origem. Os materiais, amostras ou peças que contenham estas tensões, não possuem nenhuma indicação externa de suas existências e, desta maneira, não se diferenciam das amostras onde elas não existem. A maioria dos processos de fabricação produz quantidade considerável de tensões residuais. Os principais mecanismos de geração de tensões residuais são deformações plásticas, gradientes de temperatura e transformações metalúrgicas, e geralmente uma combinação destes efeitos é responsável pelo estado final de tensão no material (Yelbay et al, 2010). As tensões residuais com origem durante a soldagem ou tratamentos térmicos são atribuídas aos elevados gradientes térmicos que causam a expansão não uniforme do material. Estas tensões são frequentemente chamadas de tensões térmicas (Withers & Bhadeshia, 2001a). As tensões residuais podem ser classificadas segundo a forma como foram causadas, seja origem térmica ou mecânica, de acordo com a escala na qual estão auto-equilibradas ou com o método pelo qual são medidas (Withers & Bhadeshia, 2001b). 2.1.1. Tipos de Tensões Residuais As tensões residuais podem ser diferenciadas de acordo com a sua área de abrangência, classificando-se em tensões residuais macroscópicas, microscópicas e submicroscópicas. A primeira categoria abrange as tensões classificadas como do Tipo I, também conhecidas como macrotensões, são tensões que se estendem sobre grandes

16 proporções volumétricas quando comparadas com o tamanho de grão do material. Alguns exemplos são materiais deformados plasticamente de maneira não uniforme (Withers & Bhadeshia, 2001b; Macherauch & Kloos, 1987). A segunda categoria são as tensões residuais microscópicas ou do Tipo II, estando quase sempre presente em materiais policristalinos, tendo como característica distribuição uniforme ao longo de um grão ou de boa parte dele. Podem ocorrer em interfaces entre fases e partículas precipitadas e a matriz. Desenvolvem-se durante a deformação elastoplástica do material policristalino com grãos aleatoriamente orientados e cuja resistência ao escoamento depende da orientação cristalográfica (Macherauch & Kloos, 1987). As tensões residuais do Tipo III são as submicroscópicas, abrangem algumas distâncias interatômicas e estão equilibradas somente em uma pequena parte do grão. Ocorrem nos materiais metálicos sujeitos a processos que produzam descontinuidades na rede cristalina, tais como vazios e impurezas (Macherauch & Kloos, 1987). A Figura 2.1 ilustra diferentes tipos de macrotensões e microtensões residuais. Figura 2.1 Ilustração de diferentes tipos de macrotensões e microtensões residuais (Withers & Bhadeshia, 2001a). 2.1.2. Tensões Residuais na Soldagem Tensões residuais na soldagem são originadas por escoamentos localizados nas etapas de aquecimento e resfriamento não uniforme, durante o ciclo térmico. As principais fontes de

17 tensões residuais na soldagem são: tensões residuais devido à contração no resfriamento; tensões residuais devido ao resfriamento superficial intenso e tensões residuais devido a transformações de fases. 2.1.2.1. Tensões Residuais Devido à Contração noresfriamento Se um objeto for aquecido e resfriado de modo uniforme e não existirem restrições às suas variações dimensionais, estas não resultam em efeitos mecânicos importantes no objeto, isto é, após o ciclo térmico, o objeto não deverá apresentar nem tensões residuais nem distorções. Contudo, se a variação de temperatura não for uniforme ao longo da peça ou se esta não puder se expandir ou contrair livremente durante o ciclo térmico, tensões residuais e/ou distorções podem se desenvolver (Modenesi, 2008). A Figura 2.2 ilustra o desenvolvimento de tensões devido ao aquecimento não uniforme de uma junta soldada. Na seção AA', muito distante da poça de fusão e ainda não aquecida pela fonte de calor, não existem variações de temperatura e o material ainda está isento de tensões. Na seção BB', junto à poça de fusão, o material aquecido tende a se expandir sendo, contudo, restringido pelas regiões mais frias da peça, gerando, assim, tensões de compressão em regiões próximas à zona fundida e tensões de tração nas regiões um pouco mais afastadas. Quando o seu limite de escoamento é atingido, o material aquecido deformase plasticamente em compressão. Na poça de fusão, como o material está no estado líquido, as tensões são nulas. Com o resfriamento e após a solidificação da solda, o material passa a se contrair, sendo novamente impedido pelas regiões mais frias e afastadas da solda. Assim, na seção CC' surgem tensões de tração junto ao cordão e de compressão nas regiões mais afastadas. Estas tensões aumentam de intensidade levando ao escoamento da região aquecida. Após o resfriamento completo, seção DD', localizada a uma grande distância da fonte de calor, verifica-se uma distribuição uniforme da temperatura e uma variação das tensões residuais ao longo do eixo y, com elevados níveis de tensões trativas no metal de solda e ZTA e a presença de tensões compressivas no metal de base (Modenesi, 2008).

18 Figura 2.2 Desenvolvimento de tensões residuais durante a soldagem (Modenesi, 2008). A Figura 2.3 ilustra as distribuições típicas de tensões residuais de soldagem em uma junta de topo. No caso da seção longitudinal, a distribuição de tensões segue a mesma forma da distribuição apresentada na Figura 2.2. A distribuição de tensões residuais transversais (σ y ) ao longo do comprimento da solda é mostrada na Figura 2.3 (b). Conforme indicado, tensões de tração de magnitude relativamente baixa são geradas no centro do cordão de solda, onde a contração térmica é restringida pelo metal de base muito mais frio. Essas tensões são equilibradas por tensões compressivas nas extremidades da solda (Silva, 2007). Figura 2.3 Distribuição das tensões residuais longitudinais (a) e transversais (b) em juntas de topo (Silva, 2007).

19 2.1.2.2. Tensões Residuais Devido ao Resfriamento Superficial Intenso O resfriamento de uma junta soldada não é homogêneo ao longo da sua espessura. As tensões residuais geradas com o resfriamento intenso da superfície surgem devido ao gradiente térmico formado ao longo da espessura da junta soldada, uma vez que a superfície está em contato direto com o ar à temperatura ambiente, e esta irá trocar calor e resfriar mais rapidamente que o interior do material. Ao resfriar, a superfície se contrai mais intensamente que o interior do material, o qual está mais aquecido, e poderá ocasionar deformação plástica localizada, e consequentemente tensões residuais. As tensões tendem a ser de compressão na superfície e de tração no interior da chapa. A magnitude será tão maior quanto maior for a espessura da chapa (Macherauch & Wohlfahrt, 1977). 2.1.2.3. Tensões Residuais Devido a Transformações de Fases As tensões residuais oriundas das transformações de fases são tensões térmicas, devido ao elevado aporte térmico presente na soldagem, que causam transformações na microestrutura do material. Elas ocorrem no estado sólido, a partir da transformação da austenita em diversos microconstituintes tais como ferrita, perlita, bainita e martensita, conforme apresentado na Figura 2.4. As transformações de fase dependem de alguns fatores, tais como composição química, tamanho de grão, temperatura e velocidade de resfriamento. Figura 2.4 Representação de diagrama CCT (Heinze et al, 2012).

20 Na Figura 2.5 está ilustrada, de modo esquemático, a superposição das tensões residuais superficiais transversais (σt), em uma junta de topo, devido às três fontes: contração, resfriamento mais intenso da superfície e transformação de fase (Macherauch & Wohlfahrt, 1977). Figura 2.5 Perfis teóricos de σt versus x, para y = 0 na superfície, considerando a superposição das tensões devido à contração, ao resfriamento mais intenso da superfície e à transformação de fase (Macherauch & Wohlfahrt, 1977). Na soldagem de tubulações, os perfis esperados das tensões residuais são semelhantes a aqueles encontrados na soldagem de uma junta de topo. Na Figura 2.6, os autores encontraram tensões compressivas bastante homogêneas tanto na zona fundida (MS), quanto na ZTA em juntas soldadas de tubulação de aço ASTM A106 Gr B, de Ø4, pelo processo TIG (GTAW), medidas por difração de raios-x e utilizando as funções analíticas Pearson VII e Lorentz para descrever o perfil de difração.

21 Figura 2.6 Tensões residuais em uma tubulação soldada pelo processo TIG (GTAW) (Silva & Farias, 2008). 2.1.2.4. Tensões Residuais em Soldagem Multipasses O controle das tensões residuais durante o processo de soldagem é, relativamente, de mais fácil aplicação do que os tratamentos pós-soldagem. O controle da sequência de soldagem é especialmente benéfico para estruturas críticas, em soldagens de tubulações de paredes espessas e soldas multipasses e constitui um método simples para aumentar a integridade dos componentes soldados, sem a necessidade de aplicação de procedimentos adicionais. Na soldagem de tubulações de paredes espessas os resultados mostram que as tensões residuais longitudinais não apresentam diferenças significativas com o uso de diferentes sequências de soldagem, entretanto, outros fatores, tais como temperatura interpasses e taxa de resfriamento têm uma influência muito mais significativa sobre os campos de tensões residuais gerados no processo de soldagem (Jiang & Yahiaoui, 2012). A distribuição de temperatura, que ocorre durante a soldagem multipasse afeta a microestrutura do material, dureza, propriedades mecânicas e as tensões residuais, que estarão presentes no material soldado após o aquecimento e resfriamento até a temperatura ambiente. (Murugan et al, 2001) avaliou experimentalmente a distribuição de temperatura em soldagem multipasse de chapas de aço baixo carbono de 6, 8 e 12mm de espessura (Figura 2.7) como

22 também as tensões residuais transversais no topo e na raiz da junta após cada passe, utilizando o método de difração de raios-x. A soldagem foi realizada pelo processo eletrodo revestido com 2, 3 e 6 passes. Figura 2.7 Sequências de soldagem (Murugan et al, 2001, modificado). A Figura 2.8 apresenta os resultados das tensões residuais obtidas pelos autores tanto na raiz quanto no topo da junta de 6mm, após cada passe de solda. Foi observado que a cada passe de solda, os picos de tensão residual trativa reduzem em magnitude na raiz e aumentam no topo do cordão.

23 Figura 2.8 Tensões residuais na soldagem multipasse de chapas de aço baixo carbono (Murugan et al, 2001, modificado). 2.1.3. Métodos para Determinação das Tensões Residuais As técnicas de medição de tensões residuais dividem-se em destrutivas, semidestrutivas e não destrutivas, de acordo com o nível de dano introduzido na amostra medida quando de sua aplicação. As técnicas mais usadas utilizam os métodos tradicionais de análise experimental de tensões, aliados à remoção de material da peça avaliada para informar de tensões e deformações existentes antes da instalação do sensor. São destrutivas as técnicas que, para colherem informações de deformação suficientes para a análise das tensões residuais existentes, comprometem ou impossibilitam o uso do espécime medido. São semidestrutivas aquelas que introduzem algum dano na amostra, porém não comprometem sua integridade ou sua operação. As técnicas não destrutivas não precisam da remoção material e não provocam qualquer tipo de dano na amostra para a medição de tensões residuais.

24 2.1.3.1. Métodos Destrutivos Os métodos destrutivos, também chamados de métodos mecânicos, determinam a deformação elástica residual presente em um material, após promover o relaxamento das tensões (Withers & Bhadeshia, 2001a). Este relaxamento é produzido através de um corte ou furo, o qual gera um alívio de tensões localizado e uma variação na deformação elástica em torno desta região. Para medir a deformação localizada podem ser usados extensômetros mecânicos, elétricos ou ópticos. Os principais métodos destrutivos são o de furo cego, remoção de camadas e secção (Lu et al,1996). 2.1.3.2. Métodos Não Destrutivos Estes métodos são baseados em propriedades físicas que são alteradas quando o material apresenta tensões. A grande vantagem deste método é que após a medição a peça permanece em plena condição de uso. Os métodos não-destrutivos mais usados são: ultrasom, magnéticos, polarização óptica e difração de raio-x (Lu et al,1996). 2.1.4. Tensometria por Difração de Raios-X A tensometria por difração por raios-x é um método bem estabelecido e versátil para medição de tensões residuais que pode ser utilizado em laboratório ou no campo, pois existem equipamentos portáteis, de fácil transporte e que requerem pequenos tempos de exposição. A principal restrição ao método de tensometria por difração de raios-x é que só pode ser aplicado em materiais cristalinos, tendo em vista que este método está baseado em duas teorias: a teoria da difração de raios-x em materiais cristalinos, conhecida como a Lei de Bragg, e a teoria da elasticidade dos materiais sólidos. 2.1.4.1. Princípio da Difração de Raios-X Os princípios básicos da tensometria por raios-x foram desenvolvidos há mais de 60 anos. Este método se baseia na teoria da difração de raios-x para materiais cristalinos, e na mecânica dos materiais. Considerando que no estado inicial, não deformado, um material metálico possua distância interplanar d 0 entre seus planos cristalinos. Um feixe paralelo de raios-x, de comprimento de onda λ, incide na superfície do material segundo um determinado ângulo

θ de incidência 0. Este feixe é difratado sob o mesmo ângulo θ 0, satisfazendo a lei de Bragg, representada pela Equação 2.1. 25 2 d sen θ = nλ 0 0 (2.1) Nessas condições, ao utilizar raios-x monocromáticos, com comprimento de onda, λ, θ constante, o valor do ângulo 0, referente a uma intensidade máxima de difração, depende da distância interplanar d 0. d = d Com o material sob tensão, à distância interplanar, 0 d deformação d 0, varia de um valor, sendo d a distância interplanar no material tensionado, o que ocasiona a ε = d / d d = d d na rede cristalina do material. Qualquer variação 0 θ = θ θ parâmetro reticulado resultará em uma mudança correspondente a 0 na posição angular dos raios difratados de Bragg. A Figura 2.9 mostra a interpretação geométrica da lei de Bragg. no Figura 2.9 Interpretação geométrica da lei de Bragg (Cindra Fonseca, 2000). Diferenciando a Equação da lei de Bragg, temos: 2 d sen θ + 2 d θ cos θ = 0 (2.2) Então: d ε = = θ cot g θ (2.3) d

A Equação 2.3 mostra que medindo-se experimentalmente a variação do ângulo de θ = θ θ difração, 0, pode-se determinar a deformação elástica da rede cristalina, θ considerando o ângulo de difração 0 para uma amostra relaxada, isenta de tensão. Através das constantes de elasticidade do material chega-se aos valores das tensões atuantes. Quanto maior o ângulo de difração θ, maior é a precisão de determinação da deformação. raios X são: Os princípios básicos da teoria da elasticidade para interpretação da tensometria por 26 Deformação: ε = l l (2.4) Tensão: σ = F A (2.5) Lei de Hooke para: Estado uniaxial Estado triaxial: ε = σ Ε σ ν ε = + Ε Ε ( σ ) 1 1 2 σ 3 (2.6) (2.7) σ ν ε + Ε Ε ( σ ) 2 2 = 1 σ 3 (2.8) σ 3 ν ε 3 = ( σ 1 + σ 2 ) (2.9) Ε Ε

27 Onde: deformação ε, ε ε 1 2, σ, σ σ 1 2, Figura 2.10. 3 3, são as deformações principais;, são as tensões principais; Ε é o módulo de elasticidade; ν é o coeficiente de Poisson. Contudo, a mais importante equação da tensometria por raios-x é a equação para ε ϕ, ψ, nas direções ϕ e ψ, no sistema de coordenadas polares apresentado na Figura 2.10 Sistema de coordenadas polares. A equação tem a seguinte forma: ε 2 2 2 ν ( σ ϕ + σ sen ϕ ) ψ ( σ + σ ) ϕ, ψ = 1 cos 2 sen 1 2 + σ 3 Onde: ψ é o ângulo azimutal; Ε (2.10) ϕ é o ângulo polar. A componente da tensão perpendicular à superfície é igual a zero, e as componentes σ 1 e σ 2 se posicionam na superfície. Então, a Equação 2.10 pode ser escrita como:

28 ε 1 + ν Ε ν Ε ( σ σ ) 2 ϕ, ψ = σ ϕ sen ψ 1 + 2 (2.11) Nesta equação, σ ϕ é a componente da tensão na direção que faz o ângulo ϕ com a tensão principal σ 1. Com base nas Equações 2.10 e 2.11, são elaboradas várias metodologias de medição de tensões residuais: método do sen²ψ, com os ângulos de incidência do feixe variando de ± 0 a 45º; ou no método da dupla exposição, com dois ângulos fixos de incidência do feixe, um com 0º e outro com 50º, para determinação das componentes de deformação. 2.2. Soldagem As juntas soldadas são amplamente utilizadas na indústria de fabricação mecânica, tais como na indústria naval, de estruturas offshore, pontes metálicas, equipamentos e vasos de pressão. Entre as vantagens de tais estruturas soldadas incluem a elevada eficiência da junta, estanqueidade e baixo custo de fabricação. No entanto, tensões residuais e distorções podem ocorrer no cordão de solda e nas vizinhanças dele, devido ao aquecimento localizado e o rápido resfriamento subsequente. Elevadas tensões residuais em regiões próximas ao cordão podem promover fratura frágil, fadiga, trincas ou corrosão sob tensão (Teng et al, 2003). 2.2.1. Processo de Soldagem SMAW O processo de soldagem com eletrodo revestido, mundialmente conhecido como SMAW Shielded Metal Arc Welding (Figura 2.11), é um processo de soldagem a arco no qual a coalescência dos metais é produzida por um arco elétrico que é mantido entre a ponta de um eletrodo revestido e a superfície do metal de base. O consumível, o eletrodo revestido, consiste de uma vareta metálica longa, chamada de alma do eletrodo ou, simplesmente, arame, podendo ser trefilada ou fundida. Durante a soldagem, o metal de adição é fornecido na medida em que ocorre a fusão da alma do eletrodo. A alma do eletrodo é revestida por uma camada chamada de revestimento do eletrodo. Em uma das extremidades do eletrodo é estabelecido o arco elétrico e na outra, de aproximadamente 20 mm de comprimento, não há revestimento e é o ponto de contato entre o eletrodo e o equipamento de soldagem (Felizardo & Bracarense, 2005).

29 O processo SMAW é considerado o processo de soldagem a arco elétrico mais simples, com investimento em equipamentos relativamente baixo. Uma das principais consequências do aquecimento do eletrodo com a passagem da corrente elétrica é a variação da taxa de fusão do eletrodo e consequente variação de sua velocidade de mergulho. Este fato dificulta a robotização do processo, caracterizando-o como um processo tipicamente manual, cujo nível de habilidade do soldador é fundamental para se obter uma solda de qualidade (Felizardo & Bracarense, 2005). Figura 2.11 Representação esquemática do processo de soldagem SMAW (Marques et al, 2007). 2.2.1.1. Corrente de Soldagem No processo SMAW pode-se utilizar corrente contínua ou alternada. A escolha do tipo de corrente vai depender, dentre outros fatores, da escolha do tipo de eletrodo revestido, podendo trabalhar tanto com CC quanto CA. A definição do valor da corrente a ser utilizada durante a soldagem depende fundamentalmente do tipo e diâmetro do eletrodo revestido. Em geral, nos catálogos de fabricantes de eletrodos, a faixa de corrente adequada para cada eletrodo, em função do seu diâmetro é indicado. Além de também ser especificado pelo fabricante o tipo de corrente, a polaridade e a posição de soldagem mais indicada para o eletrodo revestido especificado (Felizardo & Bracarense, 2005).

30 2.2.1.2. Polaridade O termo polaridade é usado para descrever a conexão elétrica do porta-eletrodo em relação aos terminais da fonte de energia com corrente contínua. Quando o porta eletrodo está conectado ao terminal positivo da fonte e a peça ao negativo, a polaridade é designada como polaridade reversa ou positiva CC+. Caso o terminal negativo seja conectado ao porta eletrodo, a polaridade é designada como polaridade direta ou negativa ou CC-. 2.2.1.3. Comprimento do Arco O comprimento do arco corresponde à distância da ponta do eletrodo ao metal de base, conforme apresentado na Figura 2.12. Deve ser estabelecido em função do diâmetro do eletrodo e do tipo de revestimento. Também depende da corrente e da posição de soldagem. Tem-se que no processo SMAW, o controle do comprimento do arco é altamente dependente da habilidade do soldador e, em geral, não deve exceder ao diâmetro do eletrodo (arame). Figura 2.12 Comprimento do Arco (Felizardo & Bracarense, 2005). 2.2.1.4. Velocidade de Soldagem Velocidade de soldagem é a taxa na qual o eletrodo move ao longo da junta. Uma velocidade adequada é aquela que produz um cordão de solda de boa aparência e boa penetração. A velocidade de soldagem no processo SMAW é influenciada pelos fatores seguintes: Tipo de corrente, amperagem e polaridade; Posição da soldagem;

31 Taxa de fusão do eletrodo; Espessura do material; Condições superficiais do metal de base; Tipo de junta; Manipulação do eletrodo. O aumento na velocidade de soldagem ocasiona a redução da largura do cordão e o aumento da penetração. Além de certo ponto, um aumento na velocidade de soldagem pode resultar em uma redução da penetração, surgimento de trincas nos contornos do cordão, dificuldade de remoção da escória, surgimento de porosidade e deterioração da aparência do cordão de solda. Com velocidade de soldagem muito baixa, o cordão de solda tende a ficar mais largo, e menos profundo. A baixa penetração deve-se ao fato do arco elétrico permanecer mais tempo sobre a poça de fusão em vez de conduzi-la. Quanto menor for a velocidade de soldagem, maior será a quantidade de calor por unidade de comprimento fornecido ao material (aporte térmico),aumentando, assim, o tamanho da zona termicamente afetada e reduzindo a taxa de resfriamento do material. 2.2.2. Processo de Soldagem GTAW Gas Tungsten Arc Welding GTAW (Figura 2.13) é o processo de soldagem em que ocorrem à união de peças metálicas pelo aquecimento e fusão através do arco elétrico estabelecido entre um eletrodo de tungstênio, não consumível, e a peça (Marques et al, 2007). A soldagem pode ou não ser feita com adição de metal de adição e, quando usada, é feita diretamente na poça de fusão. A proteção da poça de fusão e do arco contra a contaminação pela atmosfera é realizada por uma nuvem de gás inerte ou mistura de gases inertes.

32 Figura 2.13 Representação esquemática do processo de soldagem GTAW (Marques et al, 2007). Algumas das vantagens do processo de soldagem GTAW são as altas qualidades das soldas, geralmente livres de defeitos e dos respingos que ocorrem em outros processos a arco, com também fonte de calor concentrada que diminui a região da zona afetada pelo calor além de poder ser usado com ou sem metal de adição em quase todos os metais. Como desvantagens do processo, destacam-se: processo com baixa taxa de deposição; dificuldade de manter a proteção em ambientes turbulentos, ou seja, impossibilidade de soldagem em locais com corrente de ar; poder haver inclusões de W, no caso de ocorrer contato do eletrodo de tungstênio com a poça de fusão, bem como contaminação da solda, se o metal de adição não for adequadamente protegido; e emissão intensa de radiação ultravioleta (Marques et al, 2007). Sendo um dos processos de soldagem mais utilizados, com bom desempenho nas propriedades mecânicas e controle eficaz dos parâmetros de soldagem, apresenta também alguns problemas como aparecimento de tensões residuais na região de soldagem. Para resolver esses pontos fracos e produzir juntas de alta qualidade, pré-aquecimentos e tratamentos térmicos após soldagem podem ser aplicados visando reduzir as deficiências (Esmaily et al, 2013). As principais aplicações industriais da soldagem TIG são: preparação de passes de raiz em tubulações de aço carbono e outros materiais, costura e união de topo de tubos de aço inoxidável, soldagem de metais difíceis de serem soldados por outros processos, tais como alumínio, magnésio e titânio, particularmente de peças leves ou de precisão (Marques et al, 2007).

33 O gás de proteção é, em geral, fornecido em cilindros de alta pressão com regulador de vazão. A vazão de gás depende de sua composição, da velocidade de soldagem, das condições de ventilação no local de trabalho, da distância do bocal à peça, da posição de soldagem e do tipo de metal sendo soldado. Com relação aos gases de proteção, os gases mais empregados são o argônio e o hélio com pureza de 99,99% e as misturas entre eles, além de misturas com hidrogênio e nitrogênio. Para soldagem pelo processo TIG, utiliza-se o gás argônio ou hélio. A soldagem com argônio tem algumas vantagens sobre o hélio, pois possibilita um arco mais suave, estável e de fácil controle e penetração mais reduzida se comparada com o hélio. Outro fator importante que está relacionado a uma maior utilização do argônio em comparação ao hélio é o seu custo mais reduzido (Marques et al, 2007). 2.2.3. Processo de Soldagem GMAW Processo MIG/MAG, mundialmente conhecido como GMAW Gas Metal Arc Welding é um processo de soldagem que se baseia na formação de um arco elétrico entre a peça e um eletrodo maciço nu consumível (arame sólido), continuamente alimentado. O processo utiliza um gás de proteção, proveniente de uma fonte externa, e é realizado sem aplicação de pressão (Felizardo & Bracarense, 2005). Em 1920 o processo de soldagem GMAW foi introduzido no mercado, tornando-se viável comercialmente a partir de 1948. Inicialmente considerado para ser um processo de alta densidade de corrente, utilizando eletrodos de metal nu de pequenos diâmetros e gás de proteção do tipo inerte com primeira aplicação foi na soldagem de alumínio. Por causa dessa característica, o termo MIG Metal Inert Gas foi usado e esta denominação é ainda bastante utilizada (Felizardo & Bracarense, 2005). Em 1951 foram incluídos ao processo adições do gás oxigênio ao gás argônio e a introdução de gás ativo puro dióxido de carbono ou mistura deste com o gás argônio permitindo a soldagem com baixas densidades de energia e a soldagem utilizando corrente pulsada para uma vasta gama de materiais (ferrosos e não ferrosos), empregando gás inerte, ativo ou uma mistura de gases. Devido à utilização de diferentes tipos de gás de proteção, o termo GMAW Gas Metal Arc Welding foi aceito formalmente para denominação do processo. No Brasil, é comum utilizar o termo MAG Metal Active Gas como denominação do processo GMAW quando se utiliza gás de proteção ativo (Felizardo & Bracarense, 2005).

34 2.2.3.1. Princípio Operacional A soldagem GMAW ou MIG/MAG realiza a união de materiais metálicos pelo seu aquecimento e fusão localizados através de um arco elétrico estabelecido entre um eletrodo metálico não revestido e maciço na forma de fio a peça. O processo é ilustrado na Figura 2.14 (Marques et al, 2007). Figura 2.14 Representação esquemática do processo de soldagem GMAW (Marques et al, 2007). Para iniciar a operação de soldagem, o operador deve ajustar os valores de tensão e velocidade de alimentação do arame e regular a vazão do gás de proteção. A operação de soldagem inicia quando a ponta do arame mantém contato com a peça e é acionado o gatilho de ignição da tocha. Neste instante, o arame é energizado, o arame avança e o gás de proteção flui. Inicia-se então o deslocamento da tocha de soldagem, sendo que a velocidade, a direção e a posição da tocha em relação à junta a ser soldada ficam sob a responsabilidade do operador. Com equipamento e regulagem adequados, o comprimento do arco e a corrente (velocidade de alimentação do arame) são automaticamente mantidos (Felizardo & Bracarense, 2005). As principais vantagens do processo GMAW são: Pode ser utilizado para uma vasta gama de metais e ligas comerciais; Alimentação do arame sendo contínua possui uma maior produtividade e, consequentemente, maior taxa de deposição que o processo SMAW; Soldagem pode ser feita em todas as posições;

35 Velocidade de soldagem pode ser maior que as utilizadas com SMAW; Possibilidade de produzir cordões longos sem interrupção (alimentação contínua do arame); Com transferência spray é possível se conseguir maior penetração que no processo SMAW, o que pode permitir a utilização de filetes menores de solda com a resistência equivalente; Limpeza mínima após solda é necessária devido à ausência de escória pesada. Existem certas limitações que restringem a utilização de GMAW. Algumas delas são: Equipamento de soldagem mais complexo (Figura 2.15), mais caro e menos portátil em relação ao SMAW; Processo com altos níveis de radiação e calor, o que pode resultar na resistência do operador ao processo. O arco deve estar protegido de correntes de ar que possam dispersar o gás de proteção. Isto limita a soldagem em campo; Dificuldade da soldagem em locais de acesso restrito (chanfros estreitos) é maior que com o processo SMAW, visto o tamanho da tocha de soldagem (esta deve estar perto da junta a ser soldada para assegurar proteção suficiente); Figura 2.15 Representação esquemática do equipamento de soldagem GMAW (Felizardo & Bracarense, 2005).

36 2.2.3.2. Mecanismos de Transferência Metálica As características do processo GMAW são melhores compreendidas em termos dos modos básicos sob os quais o metal é transferido do arame para a poça de fusão: Transferência por curto circuito; Transferência globular; Transferência spray. O tipo de transferência é determinado por um grande número de fatores. Os que mais influenciam são: Polaridade e tipo da corrente; Densidade de corrente; Tensão do arco; Diâmetro e composição química do arame; Extensão do arame; Composição química do gás de proteção; Características específicas da fonte de potência. 2.2.3.3. Variáveis do Processo As variáveis do processo que afetam a penetração e a geometria do cordão de solda, e consequentemente as qualidades globais da solda são: Corrente de soldagem; Polaridade; Tensão do arco; Extensão do eletrodo; Stick-out; Velocidade de soldagem; Orientação do eletrodo; Posição de soldagem; Arame (tipo e diâmetro); Gás de proteção (tipo e vazão).

37 2.2.3.4. Corrente de Soldagem A corrente de soldagem influencia diretamente na velocidade de fusão do arame, conforme apresentado na Figura 2.16. A penetração, o reforço e a largura do cordão tendem a aumentar com a corrente quando as demais variáveis são mantidas constantes (Marques et al, 2007). Figura 2.16 Relação entre a corrente e a velocidade de fusão do arame (Marques et al, 2007, modificado). Mantendo todas as outras variáveis do processo constantes, a corrente de soldagem irá variar com a velocidade de alimentação do arame ou com a taxa de fusão de maneira não linear. Dessa forma a corrente de soldagem varia de maneira semelhante quando uma fonte de tensão constante for utilizada (Felizardo & Bracarense, 2005). 2.2.3.5. Velocidade de Soldagem Velocidade de soldagem é a taxa linear na qual o arco se movimenta ao longo da junta. Mantendo todas as demais variáveis do processo constante, a penetração é máxima a uma velocidade intermediária. Reduzindo a velocidade de soldagem, ocorrerá o aumento da deposição de metal por unidade de comprimento, como também, o arco elétrico incidirá com maior violência sobre a poça de fusão mais que sobre o metal base, reduzindo assim a penetração efetiva.

38 Quando a velocidade é aumentada, a energia térmica por unidade de comprimento transmitida para o metal de base através do arco é, em princípio aumentada, devido ao arco agir diretamente no metal base. Com aumentos sucessivos na velocidade, menor energia por unidade de comprimento de solda é cedida ao metal base. Então, a fusão do metal de base primeiramente aumenta e depois diminui com o aumento da velocidade. Com aumentos sucessivos da velocidade, há uma tendência à mordedura nas bordas do cordão devido à deposição insuficiente (Felizardo & Bracarense, 2005). 2.2.3.6. Posição de Soldagem É possível realizar soldas em todas as posições com o processo GMAW, desde que todas as variáveis do processo sejam escolhidas adequadamente. Destaca-se que sempre que possível à soldagem deve ser realizada na posição plana. Para soldas fora de posição é preferível utilizar arames com diâmetro inferior a 1,1 mm. A maioria das aplicações utilizando o modo de transferência spray, a soldagem é feita nas posições horizontal ou plana. Enquanto que para as demais posições, incluindo estas citadas, baixos níveis de energia (curto circuito) ou corrente pulsada podem ser utilizados. Soldas de filete com transferência spray na posição plana resultam em cordões mais convexo, uniformes e menos susceptíveis ao trincamento que soldas de filete feitas na posição horizontal (Felizardo & Bracarense, 2005). 2.2.3.7. Gás de Proteção O arco elétrico é caracterizado por uma descarga elétrica entre dois eletrodos em um gás, e para que esse arco se mantenha durante a soldagem é preciso que estejam disponíveis partículas carregadas eletricamente. Existindo moléculas de qualquer gás, essas deverão ser dissociadas e, devido à alta energia de vibração obtida pelo aquecimento dos elétrons, as mesmas são levadas ao estado monoatômico. Após a dissociação, aumentando ainda mais a temperatura, ocorrerá a ionização dos átomos. Em função destas reações, uma característica fundamental dos gases de proteção é o seu potencial de ionização, que corresponde à energia mínima necessária para liberar elétrons. Tem se que quanto maior o potencial de ionização de um gás, mais energia será necessária para estabelecer e manter um arco elétrico. A Tabela 2.1 apresenta o potencial de ionização típico de gases utilizados na soldagem.

39 Tabela 2.1 Potencial de ionização de gases utilizados na soldagem GMAW (Felizardo & Bracarense, 2005). Gases Potencial de Ionização (ev) Hélio 24,588 Argônio 17,760 Hidrogênio 15,430 Dióxido de Carbono 13,770 Oxigênio 12,070 Além de propiciar a ionização do arco elétrico, eliminar o contato do ar atmosférico com o metal fundido é função primordial dos gases de proteção. Isto é necessário devido a forte tendência dos metais, quando aquecidos até à temperatura de fusão, de formarem óxidos e, em menor extensão, nitretos, resultando em soldas deficientes, com retenção de escória, porosidade e consequente fragilização no cordão de solda. Logo, precauções devem ser tomadas no sentido de excluir o oxigênio e o nitrogênio do ar atmosférico das proximidades da poça de fusão. Os principais gases utilizados com o processo GMAW são: Argônio (Ar); Hélio (He); Dióxido de carbono (CO2); Oxigênio (O2); 2.2.3.8. Gás Inerte Um arco de solda protegido por hélio produz um cordão de solda profunda, parabólico e largo. Um arco protegido por argônio produz um cordão de solda caracterizado por penetração tipo dedo. Perfis típicos de cordões produzidos com proteção por argônio, hélio e misturas destes são apresentados na Figura 2.17 (Felizardo & Bracarense, 2005).

40 Figura 2.17 Perfis de cordões produzidos por arcos protegidos com gás inerte (Felizardo & Bracarense, 2005). 2.2.3.9. Gás Ativo São usados o dióxido de carbono (CO 2 ) e o oxigênio (O 2 ), com o dióxido de carbono sendo utilizado puro ou em mistura enquanto o oxigênio somente em mistura. O dióxido de carbono é composto por 27% de carbono e 73% de oxigênio. Produz soldas de qualidade aceitável para a maioria das aplicações, sendo altamente utilizado na soldagem de aço carbono e baixa liga. É possível obter transferência metálica por curto circuito ou globular utilizando proteção por dióxido de carbono, enquanto para se obter transferência spray, é necessário à adição do argônio ao dióxido de carbono. 2.2.3.10. Misturas O uso de argônio puro, e em uma menor extensão hélio, produz excelentes resultados na soldagem de materiais não ferrosos. Entretanto proteção por argônio puro na soldagem de ligas ferrosas pode causar um arco errático e uma tendência a mordedura. Adições ao argônio de 1 a 5% de oxigênio e de 3 a 25% de dióxido de carbono produzem uma notável melhora na estabilidade do arco e na eliminação de mordeduras. A quantidade ótima de O 2 ou CO 2 a ser adicionado ao gás inerte depende: Condição superficial do metal de base; Geometria da junta; Posição e técnica de soldagem; Composição do metal de solda.

41 Adições de 1 a 9% de oxigênio ao argônio melhoram a fluidez da poça se fusão, penetração e estabilidade do arco. Oxigênio também diminui a corrente de transição e a tendência à mordedura, apesar de aumentar a ocorrência de oxidação no metal de solda, com notável perda de sílica e manganês (Felizardo & Bracarense, 2005). Adições de dióxido de carbono ao argônio podem melhorar a aparência do cordão de solda, a estabilidade do arco e minimiza a ocorrência de mordeduras. Esta mistura é bastante utilizada na soldagem de aço carbono e baixa liga e em menor extensão em aço inoxidável. Adições de 5%dióxido de carbono ao argônio são bastante utilizados na soldagem de aços carbono utilizando corrente pulsada. Adição de 25% dióxido de carbono ao argônio é a mistura mais aplicada na soldagem de aço carbono e baixa liga. Adições de dióxido de carbono acima de 25% aumentam acorrente de transição, as perdas por respingos, a penetração e diminuem a estabilidade do arco (Felizardo & Bracarense, 2005). 2.3. Aços Carbono Os aços carbono, juntamente com os aços de baixa liga, representam cerca de 95% dos metais de construção e fabricação usados mundialmente. Suas propriedades mecânicas, variáveis dentro de uma ampla faixa de valores, combinadas com baixo custo e facilidade de fabricação, são levadas em conta para sua ampla aplicação. Por causa de suas qualidades, o aço carbono é uma excelente escolha para tubulações, equipamentos, vasos de pressão, estruturas, navios e uma ampla variedade de produtos. O extensivo uso industrial do aço carbono significa que a soldagem deste material também é muito comum. Portanto considerações a respeito de sua soldabilidade e procedimentos de soldagem são necessários como orientação para evitar problemas na sua soldagem (AWS, 2001). As propriedades dos aços carbono são profundamente afetadas pelas variações de sua composição química. O aumento de carbono causa um aumento no LR (limite de resistência), LE (limite de escoamento), temperabilidade (possibilidade de formação da estrutura metaestável martensita) e dureza, diminuindo a ductilidade (Telles, 2003). As propriedades mecânicas dos aços carbono e de baixa liga são determinadas primariamente pela composição química e seu tratamento térmico (Telles, 2003): Carbono: aumenta sua resistência ao escoamento, ruptura e também sua dureza, mas não adiciona uma melhor resistência à fluência. Em compensação o aumento de carbono

42 prejudica a ductibilidade e soldabilidade do aço; por esse motivo em aços para tubos limita-se a quantidade de carbono até 0,35%, sendo que até 0,20% dos tubos podem ser dobrados a frio. Manganês: resulta em aumento na dureza e na resistência mecânica do aço, com muito menor prejuízo para a soldabilidade e a ductilidade. Silício: aumenta a resistência mecânica e a resistência à oxidação em temperaturas elevadas; torna o aço acalmado por eliminar gases efervescentes e assim colaborar na formação de uma estrutura cristalina mais fina e uniforme. Cromo: em teores baixos melhora a resistência mecânica, o limite elástico, a tenacidade e a resistência ao choque; em temperaturas elevadas esses efeitos são reduzidos. O cromo geralmente é acidado ao níquel e ao cobre, melhorando a resistência à corrosão atmosférica. Molibdênio: em pequenas quantidades aumenta a resistência desses aços às deformações em elevadas temperaturas e é um estabilizador de carbono, prevenindo o efeito da grafitização. Vanádio: aumenta a resistência mecânica, fortalece a ferrita por endurecimento e refina a granulação. Aços carbono e de baixa liga para tubos são especificados e controlados pelas normas ASTM e ASME, as quais informam faixas e limites de composição química, dimensões e tolerâncias, propriedades mecânicas mínimas e outros requisitos funcionais, além dos procedimentos de controle de qualidade exigidos. As especificações ASTM e ASME são idênticas para os materiais com o mesmo número, sendo as mais típicas para tubos de aço carbono: ASTM A-106: para tubos sem costura de 1/8 a 48 de diâmetro nominal, de alta qualidade, em aço carbono acalmado para temperaturas elevadas. Essa especificação abrange três graus diferentes A, B e C, com propriedades específicas entre eles. ASTM A-53: para tubos de aço carbono de qualidade média, com ou sem costura de 1/8 a 48 de diâmetro nominal e para aplicações de uso geral.essa especificação abrange dois graus diferentes A e B. 2.3.1. Soldabilidade dos Aços Carbono A soldabilidade do aço corresponde à facilidade com que um material pode ser soldado usando um processo específico para obtenção da junta soldada, sendo afetada diretamente na fabricação ou em serviço por variáveis como restrição da junta, condições

43 superficiais do material, características de montagem, tensões de serviço e aspectos metalúrgicos (AWS, 2001). O aquecimento gerado pelo fluxo de calor, no processo de soldagem por fusão, causa alterações na microestrutura e nas propriedades mecânicas da região adjacente ao cordão de solda, conhecida como zona afetada pelo calor (ZTA). A microestrutura resultante na ZTA vai depender da composição química do aço e das condições de aquecimento e resfriamento a que ele tenha sido submetido durante a soldagem. Em alguns aços carbono, o ciclo térmico de soldagem pode resultar na formação da microestrutura martensítica no metal de solda (zona fundida) e na ZTA. A quantidade de martensita formada e a dureza do aço dependerão do teor de carbono e do ciclo térmico imposto pela soldagem (AWS, 2001). Para os aços carbono, exige-se pré-aquecimento a 110ºC e aquecimento entre os passes, em peças com espessura superior a 12mm, para qualquer aço e em qualquer espessura para os aços com teor de carbono acima de 0,30%. Na soldagem de aços com teor de carbono acima que 0,26%, em local crítico, o tratamento térmico de pré-aquecimento deverá ser feito para qualquer espessura. O pré-aquecimento e o aquecimento destinam-se a diminuir a velocidade de resfriamento da solda possibilitando a liberação de hidrogênio e a não formação de martensita (Telles, 2003). 2.3.2. Zona Fundida A microestrutura da zona fundida é muito diferente da microestrutura do metal de base, apesar de apresentarem composições químicas similares. As diferenças nas microestruturas não estão relacionadas às composições químicas, mas sim aos fenômenos envolvidos na solidificação. A solidificação de um lingote (metal de base) é um fenômeno típico de nucleação e crescimento de grãos, enquanto que numa poça de fusão em soldagem (metal de solda) observa-se praticamente apenas crescimento, isto é, a solidificação continua a partir dos grãos parcialmente fundidos do metal de base, contidos na zona de ligação (interface metal base/metal de solda). A microestrutura do metal de base é o resultado do processo de fabricação do material, que pode fazer com que este tenha passado por processos de conformação plástica e múltiplas recristalizações. Já o metal de solda não sofre deformação mecânica, sua microestrutura e propriedades mecânicas são resultado direto da sequencia de reações com gases e com fases líquidas não metálicas (escórias e fluxo) durante a soldagem e daquelas que ocorrem durante a solidificação da solda, considerando ainda as influências dos ciclos térmicos de soldagem (AWS, 2001).

44 2.3.3. Zona Afetada pelo Calor A American Welding Society (AWS) define a zona afetada pelo calor (ZTA) como a porção do metal de base que tenha sofrido alteração em suas propriedades mecânicas ou microestrutura, causada pelo calor gerado num processo de soldagem, brasagem ou corte térmico. Estas mudanças podem ser observadas através das técnicas de análise que utilizam a microscopia ou medidas através de perfis de dureza. Para um aço carbono no estado recozido, dependendo dos teores de carbono e da velocidade de resfriamento na soldagem, a região aquecida acima de 973 K, até atingir a zona de ligação, será caracterizada como ZTA. No entanto para um aço que tenha sido tratado termicamente por têmpera e revenido, por exemplo, na temperatura de 588 K, a região aquecida acima de 588 K durante a soldagem poderá ser considerada parte da ZTA, pois os ciclos térmicos de soldagem resultarão em mudanças nas propriedades mecânicas do metal nesta região. A resistência mecânica e a tenacidade na ZTA de uma junta soldada dependem do tipo de metal base, do processo e do procedimento de soldagem (AWS, 2001). Na ZTA não se pode mudar a composição química do material ao contrário da zona fundida, no entanto, para que as propriedades mecânicas desejadas sejam atingidas, é necessário selecionar aços com teores de carbono e de elementos de liga adequados. O controle dos ciclos térmicos impostos pelo processo de soldagem é de fundamental importância para adquirir-se as propriedades mecânicas requeridas na junta soldada, pois a ZTA pode ser dividida em várias subzonas, dependendo do pico de temperatura e tempo de permanência à elevadas temperaturas a que o material seja exposto (AWS, 2001).

45 Capítulo 3 3. Materiais e Métodos 3.1 Material Foi estudado neste trabalho um tubo de aço produzido pela V&M do Brasil S.A. conforme a norma ASTM A106 Gr B, sem costura, de baixo carbono, diâmetro nominal de 101,6mm e 6,02mm de espessura, SCHEDULE 40, empregado na indústria de petróleo e gás. A composição química e as propriedades mecânicas do material estão apresentadas nas Tabelas 3.1 e 3.2, respectivamente. Tabela 3.1 Composição química do aço ASTM A106 Gr B (% em massa). COMPOSIÇÃO QUÍMICA Dados C Mn P S Si Cr Cu Mo Ni V Fabricante 0,20 0,49 0,013 0,003 0,19 0,04 0,00 0,01 0,01 0,00 Norma Mín. 0,29 0,10 Máx. 0,30 1,06 0,035 0,035 0,40 0,40 0,15 0,40 0,08 Tabela 3.2 Propriedades mecânicas do material. σ LE (MPa) σ LR (MPa) Alongamento (%) 240 415 30

46 3.2 Métodos Experimentais 3.2.1 Soldagem do Material As juntas (Figuras 3.1 e 3.2) foram soldadas através de dois processos: (a) soldagem TIG + Eletrodo Revestido (GTAW + SMAW) sob proteção gasosa de argônio (Ar); e (b) processo MAG (GMAW) sob proteção de mistura gasosa de argônio + CO2, totalizando seis amostras nas seguintes condições: - Amostras 1, 2 e 3: um passe de raiz de TIG e cinco passes de enchimento e acabamento de Eletrodo Revestido; - Amostras 4, 5 e 6: todos os passes, tanto de raiz quanto de enchimento e acabamento foram feitos pelo processo MAG. Figura 3.1 Desenho esquemático das juntas soldadas com dimensões (mm). Figura 3.2 Juntas soldadas. Para cada condição de soldagem foram confeccionadas três juntas soldadas. Para soldagem das amostras 1, 2 e 3, foi usado como gás de proteção argônio puro com vazão de

47 12 l/min. Foi realizado pré-aquecimento e a temperatura de interpasse foi mantida inferior a 200ºC. Para as amostras 4, 5 e 6, foram usados mistura gasosa de argônio + CO2 e vazão de 12 l/min. Também foi realizado pré-aquecimento e a temperatura de interpasse foi mantida inferior a 150ºC. Nas Tabelas 3.3 e 3.4 são apresentados os principais parâmetros de soldagem usados na produção das juntas. Os valores de tensão e corrente foram monitorados por um sistema de aquisição de dados. Tabela 3.3 Parâmetros da soldagem TIG + ER (GTAW/SMAW). Amostra Passe Processo 1 2 3 Metal Adição Corrente (A) Tensão (V) Velocidade (cm/min) Energia (kj/cm) 1 TIG ER 70 S-3 95 11 4,0 15,8 2 13,2 9,0 3 12,2 9,7 4 ER E 7018-1 90 22 11,6 10,2 5 11,0 10,8 6 10,8 11,0 MédiaV ER = 11,8 Média E ER = 10,1 1 TIG ER 70 S-3 95 11 4,1 15,4 2 11,1 10,7 3 9,1 13,1 4 ER E 7018-1 90 22 9,4 12,7 5 10,7 11,2 6 9,6 12,4 MédiaV ER = 10,0 Média E ER = 12,0 1 TIG ER 70 S-3 95 11 3,9 16,1 2 13,6 8,8 3 9,1 13,1 4 ER E 7018-1 90 22 10,7 11,1 5 9,8 12,2 6 9,1 13,1 MédiaV ER = 10,5 Média E ER = 11,7

48 Tabela 3.4 Parâmetros da soldagem MAG (GMAW). Amostra Passe Processo 4 5 6 Metal Adição Corrente (A) Tensão (V) Velocidade (cm/min) Energia (kj/cm) 1 4,0 11,6 2 MAG E 70C-6M 125 19 13,2 8,1 3 12,2 8,4 MédiaV MAG =9,8 Média E MAG = 9,4 1 4,1 12,3 2 MAG E 70C-6M 125 19 11,1 10,4 3 9,1 7,9 MédiaV MAG =8,1 Média E MAG = 11,7 1 3,9 11,7 2 MAG E 70C-6M 125 19 13,6 10,1 3 9,1 9,5 MédiaV MAG =8,9 Média E MAG = 10,4 A velocidade de soldagem foi mantida a critério do soldador e seu valor foi calculado de forma aproximada, dividindo o comprimento da circunferência externa do tubo pelo tempo total de arco aberto em cada passe. A energia de soldagem foi calculada segundo a Equação 3.1..... (3.1) Onde: E = energia de soldagem (kj/cm) I = corrente (A); U = tensão (V); V = velocidade de soldagem (cm/min); = rendimento térmico. 3.2.2 Análise das Tensões Residuais A análise das tensões residuais foi realizada no Laboratório de Análise de Tensões - LAT, do Departamento de Engenharia Mecânica da UFF, utilizando o analisador de tensões portátil Xstress3000, fabricado pela Stresstech e adquirido através da Rede de Materiais TMEC/Petrobras (Figura 3.3).

49 Figura 3.3 Analisador de tensões Xstress3000. As tensões residuais foram analisadas nas juntas soldadas para verificação do nível de tensões gerado pelos processos de soldagem, a 0º (ponto A) e a 180º (ponto B), indicados na (Figura 3.4(a)). As medições das tensões foram realizadas na direção longitudinal (paralelo ao cordão de solda) e na direção transversal (perpendicular ao cordão de solda) no metal de solda (MS) e zona termicamente afetada (ZTA), conforme apresentado nas (Figuras 3.4 (b) e (c)).

50 (a) (b) (c) Figura 3.4 (a), (b) e (c) Representação esquemática dos pontos de medição das tensões residuais. 3.2.3 Análise Microestrutural A análise microestrutural das juntas soldadas foi realizada através de microscopia óptica. As amostras foram extraídas dos tubos, compreendendo a região do metal de base, ZTA e metal de solda. A análise foi realizada na seção transversal. A preparação consistiu de lixamento utilizando uma lixadeira rotativa e lixas com granulação de 220, 320, 400, 600 e 1200. Após a etapa de lixamento foi realizado um pré-polimento com pasta de diamante de 3µm, seguido de um polimento eletrolítico. A fim de revelar a microestrutura, a amostra foi atacada com reagente Nital 2%. Após o ataque, foi analisada no microscópio óptico Olympus BX-41M da TECMETAL, com sistema de aquisição de imagem, para identificação das fases presentes no material.

51 3.2.4 Ensaios Mecânicos Os corpos de prova foram confeccionados conforme a norma ASTM A 370. Na Figura 3.5 estão representadas as posições de retirada dos corpos de prova de tração e de Charpy. (a) (b) Figura 3.5 Representação esquemática dos corpos de prova de tração e Charpy retirados das amostras: (a) cps tração e cps Charpy; (b) cps Charpy. 3.2.4.1. Ensaio de Tração Os ensaios de tração foram realizados utilizando a máquina modelo EMIC DL 20000 série N 6055 da TECMETAL sob carregamento quase estático com célula de carga de 2 toneladas e extensômetro eletrônico na máquina automatizada. Para cada amostra foram confeccionados três corpos de prova (1cp região MB; 1cp região MS e 1 cp região MS em ponto a 180º em relação ao ponto anterior). Foram medidos os valores das deformações máximas, dos limites de escoamento e de resistência do material. Os gráficos tensão versus deformação foram plotados. 3.2.4.2. Tenacidade ao Impacto Os ensaios de tenacidade Charpy foram realizados utilizando a máquina Losenhausenwerk da TECMETAL (Figura 3.7(a)). Para cada amostra foram confeccionados nove corpos de prova (3cps região do MB; 3cps região da ZTA e 3cps região do MS), retirados a 2mm da superfície da junta com dimensões sub-size (10x3,3x55)mm (Figura 3.6). Os ensaios foram realizados a temperatura de 0ºC e os cps mantidos na temperatura de ensaio por imersão em solução de álcool + gelo seco, por 10 minutos. O controle da

52 temperatura foi realizado por intermédio de um termopar com sensor de imersão do tipo PT100, calibrado conforme a Rede Brasileira de Calibração (RBC) (Figura 3.7 (b)). Imediatamente após os ensaios os cps foram secos com a utilização de soprador industrial a fim de preservar as fraturas. Figura 3.6 Corpos de prova para ensaio Charpy com dimensões (mm). (a) (b) Figura 3.7 (a) Máquina Losenhausenwerk para ensaio Charpy; (b) cps em solução de álcool + gelo seco e termopar com sensor de imersão do tipo PT100.

53 3.2.4.3. Ensaios de Microdureza Os ensaios de microdureza Vickers foram realizados utilizando o microdurômetro digital Time HVS-10 série 095 da TECMETAL. A análise de microdureza foi realizada em um perfil contemplando medidas desde o centro da zona fundida até o metal de base em ambos os lados da junta visando verificar o efeito do ciclo térmico de soldagem sobre a dureza da mesma. Os ensaios foram feitos com aplicação de carga de 5Kg sendo que as identações na ZTA foram realizadas a uma distância de 0,3mm da linha de fusão. 3.2.4.4. Esmerilhamento do Metal de Solda (MS) Na indústria, é comum utilizar o processo de esmerilhamento para adoçamento dos cordões de solda. Porém, operações como esta modificam as tensões residuais originais, oriundas da soldagem. Sendo assim, com o intuito de verificar a natureza e magnitude das tensões decorrente deste processo, foi feito o esmerilhamento de aproximadamente 50% da altura inicial do cordão de solda da amostra E, no ponto A (0º), soldada especialmente para este propósito, com os mesmos parâmetros das amostras 1, 2 e 3, para posterior construção de um perfil do comportamento das tensões residuais através da espessura, para avaliar a camada atingida pelo esmerilhamento. 3.2.4.5. Construção do Perfil de Tensões Residuais Para que seja determinado o perfil de tensões residuais, foi utilizado o processo de polimento eletrolítico, o qual torna possível a construção do diagrama das tensões em profundidade. Este processo se dá através da remoção gradual de finas camadas superficiais do material, da ordem de micrometros (µm) aferidas por relógio comparador digital e subsequente medição das tensões por difração de raios-x. O perfil de tensões residuais foi determinado inicialmente na região esmerilhada, no metal de solda (MS) da Amostra E no ponto A (0º) até a profundidade de 250µm. Na sequencia, objetivando a comparação foi levantado o perfil de tensões residuais no lado oposto sem esmerilhamento, ponto B (180º) até a profundidade de 350µm. O sistema de polimento eletrolítico encontra-se representado na Figura 3.8.

54 1 2 3 4 Figura 3.8 Sistema de eletropolimento: (1) Fonte de tensão e corrente; (2) Relógio comparador digital; (3) Pincel com eletrólito, e (4) Amostra analisada. 3.2.4.6. MEV Análises fractográficas foram conduzidas por microscopia eletrônica de varredura, MEV (Scanning electron microscopy - SEM), utilizando um equipamento JEOL modelo 6460LV do PEMM/COPPE/UFRJ, em amostras com diferentes energias Charpy, visando caracterizar os micromecanismos de fratura em diferentes regiões das juntas soldadas pelos processos TIG + ER e MAG.

55 Capítulo 4 4. Resultados e Discussões Neste Capítulo os resultados experimentais obtidos são apresentados e discutidos. Eles consistem da análise das tensões residuais geradas nos processos de soldagem e da caracterização das propriedades mecânicas e microestruturais das juntas soldadas. 4.1 Análise das Tensões Residuais após a Soldagem Os resultados das tensões residuais analisadas nas juntas soldadas com TIG (GTAW) no passe de raiz e eletrodo revestido (SMAW) no enchimento e acabamento estão apresentados na Tabela 4.1 e Figuras 4.1 a 4.3. Em todas as juntas as análises foram feitas a 0º (ponto A) e a 180º (ponto B), conforme foi indicado na Figura 3.4. Tabela 4.1 Resultados da análise das tensões residuais nas juntas soldadas. Tensão Residual (MPa) Processo TIG + ER (GTAW + SMAW) Junta Longitudinal Transversal MS-A MS-B ZTA-A ZTA-B MS-A MS-B ZTA-A ZTA-B 1-210 -150-120 -240-410 -320-230 -340 2-200 -90-300 -150-400 -380-335 -285 3-310 -120-210 -130-380 -360-250 -170 As tensões residuais apresentaram natureza compressiva em todas as regiões analisadas (MS e ZTA) e em ambas às direções. No metal de solda as tensões se apresentaram heterogêneas

56 sendo que no ponto A (0º) com tendência a maiores magnitudes, tanto na direção longitudinal quanto transversal. Figura 4.1 Tensões residuais na junta 1. Figura 4.2 Tensões residuais na junta 2.

57 Figura 4.3 Tensões residuais na junta 3. Analisando os valores apresentados na Tabela 4.1 e Figuras 4.1 a 4.3 é possível perceber que as tensões residuais superficiais transversais são consideravelmente mais elevadas do que as longitudinais, tanto na zona termicamente afetada (ZTA) quanto no metal de solda (MS) em todos os pontos analisados (A e B). No MS da junta 1, ponto A, foi encontrado o valor máximo de -410MPa. Este comportamento compressivo das tensões residuais no MS e na ZTA está de acordo com aquele encontrado na literatura (Silva& Farias, 2008), sem, entretanto, haver consenso entre os autores, pois (Macherauch & Wohlfahrt, 1977) e (Silva, 2007), apresentam os perfis finais das tensões residuais em uma solda de topo, que é equivalente ao ocorrido em uma junta tubular, como sendo de tração na ZTA. Na Tabela 4.2 e nas Figuras 4.4 a 4.6 estão apresentadas as tensões residuais superficiais das juntas que foram soldadas pelos processos de soldagem MAG (GMAW), tanto nos passes de raiz quanto de enchimento e acabamento da junta.

58 Tabela 4.2 Resultados da análise das tensões residuais nas juntas soldadas. Tensão Residual (MPa) Processo MAG (GMAW) Junta Longitudinal Transversal MS-A MS-B ZTA-A ZTA-B MS-A MS-B ZTA-A ZTA-B 4-250 -420-305 -210-410 -490-290 -365 5-295 -290-225 -90-520 -500-340 -250 6-440 -320-220 -320-390 -325-340 -400 Observando a Tabela 4.2 é possível perceber que as tensões residuais também apresentaram natureza compressiva em todas as regiões, com maiores magnitudes na direção transversal, tanto no MS quanto na ZTA, com poucas exceções. No entanto, comparando a média das tensões residuais das juntas 4, 5 e 6, soldadas pelo processo MAG com as juntas1, 2 e 3, que foram soldadas pelos processos TIG + ER, as tensões residuais das juntas 4, 5 e 6 são consideravelmente mais elevadas, o que provavelmente pode estar relacionado com as menores energias de soldagem utilizadas no processo MAG (juntas 4 e 6). Figura 4.4 Tensões residuais na junta 4.

59 Figura 4.5 Tensões residuais na junta 5. Figura 4.6 Tensões residuais na junta 6.

60 4.1.1 Construção do Perfil de Tensões Residuais após Esmerilhamento Considerando a intenção de verificar o efeito do processo de esmerilhamento do cordão de solda nas tensões residuais pós-soldagem, foi feito um perfil em profundidade, através de polimento eletrolítico na amostra E, soldada especialmente para este propósito, com os mesmos parâmetros das amostras 1, 2 e 3. Após a soldagem as tensões no centro do cordão foram medidas e a seguir o cordão foi esmerilhado no ponto A (0º), mantendo intacto o lado oposto, ponto B. Foram analisados os perfis das tensões transversais em profundidade, obtidos através da remoção de camadas por polimento eletrolítico aferido por relógio comparador digital e subsequente medição por difração de raios-x. Os perfis obtidos foram comparados a fim de verificar a influência do esmerilhamento na natureza e magnitude das tensões de soldagem. Os resultados estão apresentados nas Figuras 4.7 e 4.8. Figura 4.7 Perfil em profundidade das tensões após o esmerilhamento na amostra E (0º). A análise da Figura 4.7 permite verificar que a operação de esmerilhamento provocou tensões residuais de natureza trativa de elevada magnitude (470MPa) na superfície do cordão de

61 solda, porém estas tensões não são estáveis nas camadas subsuperficiais, pois é possível observar uma queda abrupta nos valores até a profundidade de 50µm, diminuindo de forma suave até a inversão para compressão, que ocorre por volta de 190µm. Após a inversão houve uma tendência à estabilidade que se manteve até a profundidade de 250µm, em torno de -50MPa. Na Figura 4.8 é representado o perfil em profundidade obtido no cordão de solda da amostra E (180º), sem a operação de esmerilhamento. Figura 4.8 Perfil em profundidade das tensões residuais pós soldagem no centro do cordão de solda da amostra E (180º). A Figura 4.8, com o perfil das tensões da região do cordão não esmerilhado da junta E (180º) mostra que houve um comportamento muito diferente, quando comparado ao perfil da amostra esmerilhada E (0º). Após a soldagem, a junta apresentou tensão residual superficial compressiva de -340MPa no centro do cordão de solda (MS), que, diferente do comportamento do ponto esmerilhado ocorreu de modo bastante suave, atingindo -270MPa a 200µm de profundidade. Entretanto, as tensões tiveram um comportamento senoidal, voltando a níveis de compressão de -350MPa a 350µm. Este comportamento evidencia que as tensões compressivas

62 presentes no centro do cordão de solda são muito estáveis, sendo, neste caso desconhecida a profundidade em que elas mudarão sua natureza para tração. Considerando que as tensões compressivas são benéficas para a vida em fadiga dos componentes, este comportamento mostra que uma vez geradas tensões compressivas no cordão de solda elas serão estáveis e beneficiarão a vida do componente em serviço. 4.2 Caracterização das Propriedades Mecânicas 4.2.1 Resistência Mecânica Nas Tabelas 4.3 e 4.4 estão apresentados os resultados dos ensaios de tração do metal de base e metal de solda de todas as juntas analisadas. Tabela 4.3 Resistência Mecânica (σ LE e σ LR ). Processo TIG + ER (GTAW + SMAW) MAG (GMAW) Junta Limite de Escoamento, σ LE Limite Resistência, σ LR (MPa) (MPa) MB MS-A MS-B MB MS-A MS-B 1 355 429 450 491 557 592 2 354 500 476 494 551 591 3 365 409 424 503 547 548 4 360 399 424 513 539 552 5 372 393 424 498 544 537 6 364 365 371 501 524 517 A análise da Tabela 4.3 mostra que os valores dos limites de escoamento e de resistência encontrados em todos os corpos de prova estão bem acima dos valores mínimos indicados pela norma ASTM A106 Gr B (σ LE = 240MPa; σ LR = 415MPa), inclusive no MS após a soldagem. No entanto, ao fazer uma comparação entre os processos de soldagem usados é possível perceber que as juntas 4, 5 e 6, soldadas pelo processo MAG sob proteção de mistura gasosa de argônio + CO2, apresentaram limites de escoamento e de resistência na região do MS menores do que as juntas 1, 2 e 3 soldadas pelos processos TIG + ER o que pode estar relacionado às menores energias de soldagem utilizadas no processo MAG e coerente com os valores de tensões residuais longitudinais obtidos nas mesmas amostras.

63 Na Tabela 4.4 estão apresentados os valores de alongamento encontrados em todos os corpos de prova analisados, que estão acima do valor mínimo (30%), indicado pela norma ASTM A106 Gr B. Tabela 4.4 Alongamento. Processo TIG + ER (GTAW + SMAW) MAG (GMAW) Junta Alongamento (%) MB MS-A MS-B 1 33 43 32 2 41 36 45 3 36 46 44 4 38 40 39 5 40 41 35 6 45 32 35 As Figuras 4.9 a 4.14 mostram as curvas dos ensaios de tração realizados nos corpos de prova (juntas 1 a 6, respectivamente), com os valores de tensão vs. deformação apresentados pela Força em Newton (N) e deformação em milímetros (mm). Figura 4.9 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 1.

64 Figura 4.10 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 2. As Figuras 4.9 e 4.10 mostram que os metais de solda dasjuntas1 e 2 apresentaram propriedades mecânicas de resistência superiores às do metal de base, sendo que na junta 2 o MS do ponto B (180º) teve um comportamento tão dúctil quanto o MB. Um comportamento diferente é observado na Figura 4.11, onde o MB é mais dúctil do que a região dos MS. Figura 4.11 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 3.

65 Figura 4.12 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 4. Analisando as Figuras 4.12 e 4.13, referentes às juntas 4 e 5 soldadas pelo processo MAG, observa-se que as regiões do MS, tanto no ponto A (0º) quanto no ponto B (180º), foram superiores a região do MB em resistência mecânica e deformação, o que não ocorreu na junta 6 (Figura 4.14), a qual apresentou comportamento homogêneo com patamares muito semelhantes entre o MS e o MB. Figura 4.13 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 5.

66 Figura 4.14 Curvas tensão vs. deformação da junta soldada 6. 4.2.2 Tenacidade ao Impacto Charpy Na Tabela 4.5 e Figura 4.15 estão apresentados os resultados obtidos nos ensaios de tenacidade ao impacto Charpy (juntas 1 a 6). Os valores mostrados na tabela são as médias dos resultados de 3 corpos de prova retirados de cada região: MB, ZTA e MS, no ponto B (180º). Após os ensaios, as superfícies de fratura dos corpos de prova foram analisadas por microscopia eletrônica de varredura (MEV) para verificação do modo de fratura. Tabela 4.5 Tenacidade ao impacto Charpy na região do Ponto B. Processo TIG + ER (GTAW + SMAW) Junta Energia Absorvida (J) (Médias) MB ZTA MS 1 126 132 135 2 120 144 147 3 120 135 126 MAG (GMAW) 4 126 147 87 5 123 147 93 6 132 84 102

67 Figura 4.15 Tenacidade ao impacto Charpy na região do ponto B (180º). Analisando os resultados da Tabela 4.5 e Figura 4.15 é possível verificar que as juntas soldadas pelos processos TIG + ER apresentaram comportamento dúctil, tanto na ZTA quanto no metal de solda (MS), com valores de tenacidade homogêneos nas duas regiões e superiores aos do MB. Outra observação importante pode ser feita ao comparar os valores de tenacidade do MS entre os dois processos de soldagem, pois as juntas soldadas por TIG + ER têm o MS cerca de 40% mais dúctil do que as juntas soldadas por MAG. A junta 6, soldada pelo processo MAG, apresentou o menor valor de tenacidade média na ZTA (84J) se diferenciando das demais juntas soldadas pelo processo, que apresentaram ZTAs mais tenazes do que as dos processos TIG + ER. 4.2.3 Microdureza Os resultados obtidos nos ensaios de microdureza Vickers (HV) no ponto A (0º) de todas as juntas soldadas estão apresentados na Tabela 4.6 e Figuras 4.16 e 4.17.

68 Tabela 4.6 Microdureza Vickers (HV) das juntas no Ponto A. Microdureza Vickers (HV) Processo TIG + ER (GTAW + SMAW) MAG (GMAW) Corpo de Prova CP1A CP2A CP3A Média CP4A CP5A CP6A Média Topo Raiz MB 1 130 141 165 145 139 147 166 151 ZTA 3 147 160 177 161 165 166 174 168 MS 5 198 163 213 191 165 161 174 167 MS 6 191 185 212 196 163 161 183 169 MS 7 202 167 215 195 163 158 195 172 ZTA 10 177 152 184 171 162 165 175 167 MB 12 144 138 148 143 166 144 152 154 MB 2 141 144 161 149 143 149 157 150 ZTA 4 166 143 164 158 156 158 169 161 MS 8 187 143 158 163 151 159 172 161 MS 9 144 173 161 159 153 156 164 158 ZTA 11 169 146 168 161 156 162 168 162 MB 13 147 140 148 145 143 139 161 148 Analisando a Tabela 4.6 e as Figuras 4.16 e 4.17, percebe-se que em toda a região que abrange o metal de solda (MS) e a zona termicamente afetada (ZTA) as médias dos valores de microdureza são elevadas no ponto A (0º) de todas as juntas, atingindo valores máximos de até 196HV no topo do (MS) das juntas soldadas pelos processos TIG+ER, sendo superiores em cerca de 50HV à dureza apresentada pelo metal de base (MB). As juntas 4, 5 e 6, que foram soldadas pelo processo MAG apresentaram perfis de microdureza com médias inferiores às das juntas 1, 2 e 3 (TIG + ER), no metal de solda (MS) e na zona termicamente afetada (ZTA), o que pode estar relacionado com a menor energia de soldagem devido ao menor aporte térmico.

69 CP1A Junta 1 no ponto A (0º) CP2A Junta 2 no ponto A (0º) CP3A Junta 3 no ponto A (0º) Figura 4.16 Microdureza Vickers das juntas 1, 2 e 3, no ponto A (0º), Topo e Raiz. Observando a Figura 4.16 fica clara a diferença entre as magnitudes de microdureza encontradas na região do topo e na raiz das juntas soldadas a TIG+ER. Na Figura 4.17 das juntas soldadas a MAG, com exceção do CP6A (Topo), os valores de microdureza são inferiores a 170HV tanto na raiz quanto no topo das juntas.

70 CP4A Junta 4 no ponto A (0º) CP5A Junta 5 no ponto A (0º) CP6A Junta 6 no ponto A (0º) Figura 4.17 Microdureza Vickers das juntas 4, 5 e 6, no ponto A (0º), Topo e Raiz. Assim como foram analisadas com relação às outras propriedades mecânicas, ensaios de microdureza Vickers (HV) foram também realizados no ponto B (180º) de todas as juntas soldadas. Na Tabela 4.7e Figuras 4.18 a 4.20 estão apresentados os resultados obtidos nos ensaios.

71 Tabela 4.7 Microdureza Vickers (HV) no ponto B (180º). Microdureza Vickers (HV) Processo TIG + ER (GTAW + SMAW) MAG (GMAW) Corpo de Prova CP1B CP2B CP3B Média CP4B CP5B CP6B Média Topo Raiz MB 1 145 142 153 147 141 148 143 144 ZTA 3 163 155 183 167 180 185 158 174 MS 5 187 180 203 190 201 187 165 184 MS 6 176 185 215 192 183 174 153 170 MS 7 167 193 192 184 165 168 162 165 ZTA 10 152 158 178 163 162 169 172 168 MB 12 140 141 162 148 141 146 150 146 MB 2 143 145 149 146 140 166 144 150 ZTA 4 148 149 162 153 174 170 167 170 MS 8 156 193 194 181 159 168 153 160 MS 9 175 167 195 179 158 159 159 159 ZTA 11 154 157 177 163 162 163 157 161 MB 13 148 150 164 154 157 143 144 148 Da análise da Tabela 4.7 e das Figuras 4.18 a 4.20 é possível depreender que as juntas soldadas apresentaram comportamento homogêneo com relação aos valores de microdureza Vickers em todo o perímetro das juntas, Ponto A e Ponto B, sendo os maiores valores observados no metal de solda (MS) e na zona termicamente afetada (ZTA), onde atingiu a média de 192HV no MS das juntas soldadas pelos processos TIG+ER.

72 CP1B Junta 1 no ponto B (180º) CP2B Junta 2 no ponto B (180º) CP3B Junta 3 no ponto B (180º) Figura 4.18 Microdureza Vickers das juntas 1, 2 e 3, no ponto B (180º), Topo e Raiz.

73 CP4B Junta 4 no ponto B (180º) CP5B Junta 5 no ponto B (180º) CP6B Junta 6 no ponto B (180º) Figura 4.19 Microdureza Vickers das juntas 4, 5 e 6, no ponto B (180º), Topo e Raiz. Devido ao comportamento atípico da região da ZTA da junta 6, no ponto B (180º),que apresentou dureza mais elevada do que o MS e baixa tenacidade ao impacto Charpy (84J), foi feita uma análise em separado da microdureza desta junta, conforme a Figura 4.20, para ser comparada com os resultados da análise da superfície de fratura, obtidos por MEV.

74 Figura 4.20 Microdureza Vickers da junta 6, no ponto B (180º), Topo e Raiz. 4.3 Microscopia Óptica Através da análise microestrutural, realizada por microscopia óptica, é possível observar que o metal de base é constituído por uma matriz ferrítica com ilhas de perlita, conforme apresentado na Figura 4.21. α Perlita Figura 4.21 Microestrutura ferrítica-perlítica do metal de base (MB 6A).