Influência da Adição de Níquel na Tenacidade de Metais de Solda de Aços C-Mn Antes e Após Tratamento Térmico de Alívio de Tensões Vicente Braz Trindade 1, Ronaldo Pinheiro da Rocha Paranhos 2, João da Cruz Payao 3, Luís Felipe Guimarães de Souza 4 1 University of Siegen, Institute for Materials Science, Siegen, Germany vicente@ifwt.mb.uni-siegen.de 2 Universidade Estadual do Norte Fluminense, LAMAV, Campos dos Goytacazes, RJ, Brazil 3 Universidade Federal do Rio de Janeiro, Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Materiais, Rio de Janeiro, RJ, Brasil 4 Centro Federal de Educacao Tecnológica, Rio de Janeiro, RJ, Brazil Resumo Neste trabalho foi avaliada a influência do níquel (,5%,,72%,,97%, 1,83% e 3,11%) na tenacidade de metais de solda de aço C-Mn, obtidos com o processo de arco submerso, nos estados como soldados e tratados termicamente para alívio de tensão (6 o C/2h). A microestrutura dos metais de solda foi caracterizada qualitativa e quantitativamente por meio de microscopia ótica e eletrônica de varredura. Foram realizados ensaios de impacto Charpy V com entalhe constituído integralmente por grãos colunares. Resultados de energia de impacto mostraram que o Ni é benéfico para a tenacidade para teores de até 1%; teores maiores que 1%, apesar de aumentar a quantidade de ferrita acicular, diminui significativamente a tenacidade devido à presença do microconstituinte austenita-martensita. O tratamento térmico de alívio de tensões não melhora a tenacidade do metal de solda, mesmo havendo a decomposição do microconstituinte austenita-martensita, devido à grande precipitação de carbonetos nos contornos de grão da ferrita. A análise das inclusões não metálicas mostrou que à medida que aumenta o teor de Ni, aumenta também o teor de inclusões não metálicas pequenas(~,3µm), o que proporciona uma maior nucleação da ferrita acicular. Palavras-chave: soldagem com arco submerso, metal de solda, níquel, microconstituinte martensita-austenita (M-A), tratamento térmico. Abstract The Aim of this work is to study the influence of nickel content (as-welded state and after stress relief heat treatment) on the microstructure and toughness of CMn weld metals obtained with submerged arc welding. The Nickel content varied from.5 wt.% to 3.11 wt.%. The microstructures were observed using optical microscopy (OM) and scanning electron microscopy (SEM). The toughness was evaluated by Charpy-V impact testing in samples cut transversally to the weld bead. The impact energy showed that nickel content up to 1 wt.% improves the toughness due to the increase of the acicular ferrite (AF) content and microstructural refinement. On the other hand, higher nickel contents have a deleterious effect on the toughness due to the presence of the microconstituent martensite-austenite (M-A) in the weld metal. The stress relief heat treatment did not improve to much the weld metal toughness, even the M-A suffering decomposition (ferrite+carbide). This may be explained by the precipitation of carbides along the boundaries of the ferrite. Key-words: submerged arc welding, weld metal, nickel effect, microconstituent martensite-austenite (M-A), heat treatment. 1. Introdução Embora o níquel seja reconhecidamente benéfico para a tenacidade de metal de solda de aços CMn e baixa liga [1], não há na literatura muitas publicações que analisem em profundidade os mecanismos responsáveis pelo seu efeito, nem mesmo um consenso sobre até que teor sua presença melhora as propriedades do metal de solda. Visando estudar a influência do Ni na tenacidade ao impacto de metal de solda de aço CMnNi de passe único, onde a região analisada fosse constituída de grãos 1% colunares, e evitando, assim, a presença de regiões reaquecidas, optou-se neste trabalho pela soldagem com arco submerso. Além de ser industrialmente muito empregado e importante na fabricação de estruturas pesadas, o processo de soldagem com arco submerso permitiu variar o teor de Ni dos metais de solda sem a necessidade de fabricar arames com diferentes composições químicas.
Geralmente, metal de solda de aço CMn com predominância de ferrita acicular apresenta propriedades mecânicas ótimas [2-4], tanto do ponto de vista da tenacidade ao impacto como da resistência mecânica à tração, visto que o reduzido tamanho de grão (1µm a 3µm) desse constituinte, assim como o seu alto ângulo de contorno de grão e a sua elevada densidade de discordâncias, dificultam a propagação de trincas. A predominância de ferrita acicular na microestrutura, todavia, não é um fator decisivo para que se possa garantir boa tenacidade ao impacto. Diversos trabalhos relatam que a análise microestrutural da região colunar do metal de solda de aços C, CMn, baixa e média liga apenas por microscopia ótica não é suficiente para identificar o fator controlador da tenacidade, devendo-se, nesses casos, recorrer à microscopia eletrônica de varredura (MEV) para a quantificação das microfases, principalmente do microconstituinte austenita-martensita (A M) [5,6]. Um importante fator capaz de contribuir para uma falha estrutural é o desenvolvimento de tensões na estrutura. Durante o processo de soldagem, o metal-base permanece relativamente frio e resiste à contração durante resfriamento do metal de solda. Isto faz com que o metal de solda deforme-se na direção contrária à junta como resultado da nao uniformidade do processo de deformacao plástica [4]. Isto é chamado de tensão residual, a qual contribui para falhas como corrosão sob tensão no caso de vasos de pressão, falhas durante fadiga no caso de equipamentos nao estáticos, assim como pode ocorrer instabilidade dimensional no caso de estruturas soldadas. Por isso, tratamento térmico pós-soldagem de alívio de tensões (TTAT) torna-se muitas vezes necessário. O TTAT consiste basicamente em aquecer as juntas soldadas de maneira uniforme até uma temperatura (aproximadamente 6 o C), abaixo da temperatura de austenitização, seguido por um resfriamento lento e uniforme até a temperatura ambiente. Neste artigo estudou-se a influencia do Ni nos metais de solda baixa liga CMnNi. Devido à prática de se fazer TTAT em juntas soldadas com arco submerso, as soldas deste trabalho foram analisados nas condições como soldada e após TTAT. 2. Materiais e Procedimento Experimental Foi estudada a relação entre a tenacidade ao impacto e a microestrutura de metais de solda de aços CMnNi, com cinco diferentes teores de Ni (,5%,,72%,,97%, 1,83% e 3,11%), obtidos pelo processo arco submerso. A soldagem das peças-teste foi feita usando como metal de base chapas de aço CMn (classificação ASTM A36), com 19mm de espessura, 1mm de largura e 5mm de comprimento. Como material de adição foi utilizado um arame de baixo C e médio Mn, juntamente com um fluxo que resultou em uma combinação arame/fluxo especificada pela AWS como F7A2 EM12K. A variação do teor de Ni nos metal de solda foi conseguida depositando-se antes da soldagem quantidades controladas de pó de níquel metálico no chanfro das juntas. Este funde-se durante a soldagem, sendo incorporado à composição do metal de solda e proporcionando a adição de Ni. A tab. 1 mostra a composição química analisada dos metais de base e de adição. Os parâmetros e dados utilizados na soldagem das peças-teste estão apresentados na tab. 2. Tabela 1: Composição química (% em peso) dos metais de base e adição. C Mn Si S P Metal de base,13,78,3,17,2 Metal de adição,13 1,3,32,19,21 Tabela 2: Parâmetros e dados de soldagem. Parâmetro/Dado Valor Corrente de soldagem, I 64 A Tipo de corrente/polaridade CC + Tensão de arco elétrico, U 3 V Velocidade de soldagem, VS 18 mm/min Extensão livre do eletrodo, ELE 32 mm Aporte térmico médio, ATM 6,4 kj/mm Após a soldagem, foram retirados das peças-teste corpos-de-prova Charpy V para realizar ensaios de impacto em diferentes temperaturas (-3 o C, o C, 3 o C, 6 o C e 1 o C). Alguns corpos-de-prova foram tratados termicamente a 6 o C por 2h para alívio de tensão. A análise qualitativa dos constituintes das soldas foi feita em amostras atacadas com dois procedimentos: nital 2%, para análise com microscopia ótica, e duas soluções para ataque eletrolítico, que propiciam uma melhor distinção entre o carbeto e o microconstituinte A-M em microscopia eletrônica de varredura. A análise metalográfica quantitativa das soldas seguiu a terminologia do IIW/IIS para a identificação dos principais constituintes [7,8]: ferrita poligonal de contorno de grão (PF(G)) e no interior do grão (PF(I)), ferrita acicular (AF), ferrita com segunda fase (FS) alinhada e não alinhada, e agregado
ferrita-carbeto (FC). Na análise quantitativa com microscopia ótica foram contados, com aumento de 588X, 3 campos de 36 pontos, totalizando 1.8 pontos por amostra. 3. Resultados e Discussão O aumento do teor de Ni refinou a microestrutura do metal de solda, como se pode observar na figura 1. Nessa figura podem ser identificados os principais constituintes encontrados em metais de solda de aços CMn e baixa liga. 1µm (a) 1µm (b) Figura 1: Microscopia ótica do metal de solda no estado como soldado. Ataque: nital 2%: (a) sem adição de Ni e (b) com adição de 1,83%Ni. A tab. 3 mostra que a quantidade de constituintes apresentou pequena diferença na condição como soldada e após TTAT, para o mesmo teor de Ni. Pode-se observar que o teor de AF aumenta e o de PF(G) cai quando o teor de Ni aumenta. Ainda, verifica-se uma diminuição da quantidade de FC com o aumento do teor de Ni. A análise metalográfica mostrou que o aumento do teor de Ni de,5% para 3,11% aumentou o teor de AF de 25% no metal de solda, com uma conseqüente redução da FP(G) de 47%. Observa-se que o teor de PF(I) no metal de solda tratado termicamente dobrou em relação ao teor desse constituinte no metal de solda no estado como soldado. Isto foi atribuído ao fato que, no tratamento térmico, uma pequena parte de ferrita acicular aumentou de tamanho, tomando o aspecto de ferrita poligonal. O mesmo aconteceu com a ferrita com segunda fase, que no tratamento térmico teve parte do seu carbeto dissolvido e o carbono se difundido, deixando ilhas de ferrita com aspecto poligonal. O carbono ao se difundir, se localizou nos contornos de grão e tomou o aspecto de agregado
ferrita-carbeto, o que explica o grande aumento deste constituinte após o tratamento térmico (veja Fig.2). O efeito do teor de Ni no aumento da AF é contrário ao efeito do Cr e Mo [9-11], que não aumentam continuamente a AF nos metais de solda, como no caso do Ni. Tabela 3: Constituintes microestruturais presentes nos metais de solda nas condições como soldados e tratados termicamente para alívio de tensão. % Ni Como soldado Tratado termicamente AF PF(G) PF(I) FS FC AF PF(G) PF(I) FS FC,5 52 32 4 11 1 5 33 8 6 3,72 57 31 1 1 1 56 32 5 5 2,97 59 26 3 12 58 28 8 5 1 1,83 62 22 4 12 59 24 9 7 1 3,11 65 17 4 14 63 2 9 8 Figura 2: Formação de agregado ferrita-carbeto (FC) durante tratamento térmico para alívio de tensão. A figura 3 mostra de maneira qualitativa que os metais de solda tratados termicamente têm pouco (ou nenhum) microconstituinte A M, o que permite confirmar a decomposição do A M durante o tratamento térmico de alívio de tensão, quando o A-M se transformou em carbeto + ferrita.
Microphase content [%] 2 16 12 8 4 Total M-A 1 2 3 4 Ni content [wt.%] (a) Microphase content [%] 2 16 12 8 4 Total M-A 1 2 3 4 Ni content [wt.%] Figura 3: Microfases presentes nos metais de solda nas condições (a) como soldado (CS) e (b) após TTAT. A figura 4 apresenta a energia Charpy V do metal de solda na condição como soldada e após TTAT. Constata-se nesta figura que o metal de solda que apresenta maior tenacidade, tanto no estado como soldado como após TTAT, e para quase todas as temperaturas de ensaio, é aquele que tem,97% de Ni. Teores de Ni maiores que,97% reduzem a energia de impacto Charpy V. (b)
Charpy-V energy [J] 15 12 9 6 3.5%.72%.97% 1.83% 3.11% Charpy-V energy [J] 15 12 9 6 3-3 3 6 9 12 Temperature [ o C].5%.72%.97% 1.83% 3.11% (a) -3 3 6 9 12 Temperature [ o C] (b) Figura 4: Energia de impacto Charpy V a diferentes temperaturas dos metais de solda na condição (a) como soldado e (b) após TTAT. A fig. 5 mostra a menor temperatura do ensaio de impacto CharpyV correspondente às energias absorvidas de 3J, 5J e 7J, na condição como soldada e após TTAT (com exceção de 5J para a solda na condição como soldada) foi obtida no metal de solda com,97%ni.
Temperature [ o C] 12 8 4 3 J (CS) 5 J (CS) 7 J (CS) 3 J (TT) 5 J (TT) 7 J (TT) 1 2 3 4 Ni content [wt.%] Figura 5: Temperatura de impacto onde foi absorvida energia Charpy V de 3J, 5J e 7J em função do teor de Ni dos metais de solda na condição como soldada (CS) e após TTAT (TT). A fig. 6 mostra que o tratamento térmico quase não afeta a tenacidade do metal de solda. Porém, para os teores de Ni de 1,83% e 3,11% se nota uma grande redução da energia de impacto para temperaturas superiores a 3 o C nas soldas após TTAT. A influência do Ni na microestrutura do metal de solda é parecida com a do Mn. No caso do Mn, teores de até 1% também deslocam a curva de impacto Charpy V para a direita. A microscopia ótica não explicou todos os resultados da energia Charpy, pois o aumento do Ni aumentou a AF, além de refinar a microestrutura em toda faixa do teor de Ni. Logo, era de esperar grande variação da tenacidade com o aumento do teor de Ni. Na microscopia eletrônica de varredura, porém, verificou-se um aumento gradual de microfases, principalmente A-M (fig. 3), com o aumento do Ni, o que permitiu inferir que quando o A-M atinge uma certa quantidade (aprox. 7%), o aumento da AF é insuficiente para compensar o efeito deletério do A-M na energia de impacto. Energia Charpy [J] 15 1 5 CS TT,5% Ni -5 5 1 15 Temperatura [ o C] Energia Charpy [J] 15 1 5 CS TT,72% Ni -5 5 1 15 Temperatura [ o C] Energia Charpy [J] 15 1 5 CS TT,97% Ni -5 5 1 15 Temperatura [ o C] Energia Charpy [J] 15 1 5 CS TT 1,83% Ni -5 5 1 15 Temperatura [ o C]
Energia Charpy [J] 15 1 5 CS TT 3,11% Ni -5 5 1 15 Temperatura [ o C] Figura 6: Energia Charpy das soldas na condição como soldada (CS) e após TTAT (TT). A fig. 7 mostra o efeito do alívio de tensões no patamar inferior e superior de tenacidade (ensaios às temperaturas de -3 o C e 1 o C) em função do teor de Ni. A literatura diz que a energia Charpy a baixas temperaturas e a temperatura de transição são muito favorecidas pelo aumento do teor de AF [1,4,9]. Considerando que o alívio de tensões não alterou as proporções entre os constituintes nas soldas, seria coerente o tratamento térmico não influenciar muito o patamar inferior de impacto. Por outro lado, era de se esperar que a precipitação de carbeto no contorno de grão alterasse no regime de fratura frágil (atuando como iniciador de trinca de clivagem) nos patamares superiores de energia absorvida, o que não ocorreu nos metais de solda estudados nesse trabalho. Energia Charpy [J] 15 1 5 CS(1 o C) TT(1 o C) CS(-3 o C) TT(-3 o C) 1 2 3 4 Teor de Ni [%] Figura 7: Energia de impacto Charpy V em função do teor (em peso) de Ni dos metais de solda como soldado (CS) e tratados termicamente (TT). A dureza Vickers (5kg) aumentou continuamente com o incremento de Ni, tanto na condição como soldada como após TTAT (fig. 8). Porém, para teor superior a 1,83%Ni, a dureza foi praticamente constante. Na fig. 8 é evidente a redução, para todos os teores de Ni, da dureza devida ao efeito do TTAT. Também é evidente que o TTAT reduziu um pouco a dureza em toda a faixa de teor de Ni estudada. A dureza das soldas variou pouco com o Ni e foi atribuído ao endurecimento por solução sólida e ao refino da estrutura e à pequena variação do teor de AF tanto na condição como soldada e após TTAT. Resultado parecido foi encontrado na literatura [12]: soldas com até 1,4% de Mn e Ni. Porém, para teores maiores de Mn, nessa mesma literatura, observou-se um endurecimento maior para os mesmos teores de Ni, explicado pelo endurecimento por solução sólida do Mn. O endurecimento da solda com Ni, assim como no caso do C e Mn, não foi linear.
23 as-welded 22 heat treated Hardness 21 2 1 2 3 4 Ni content [wt.%] Figura 8: Variação da dureza Vickers (5kg) em função do teor de Ni dos metais de solda como soldados (CS) e tratados termicamente (TT). O Ni diminui a largura dos grãos colunares (austenita prévia) das soldas (fig. 9). Embora tal comportamento seja incoerente com a redução da ocorrência de PF(G) e com o aumento de AF (fenômeno também observado para o C e o Mn), uma explicação para este fenômeno é o fato do Ni reduzir a temperatura de início de transformação da PF(G) com maior intensidade que a AF. 2 LGC [µm] 15 1 1 2 3 4 Teor de Ni [%] Figura 9: Influência do Ni na largura média do grão colunar (LGC). O diâmetro ótimo das inclusões não metálicas para nuclear AF é,3 µm [13,14]. Vê-se na fig. 1 que o teor de inclusões com diâmetro próximo de,3 µm aumenta com o teor de Ni. Esse aumento explica o fato de que, mesmo com a diminuição do tamanho de grão austenítico prévio (Fig. 9), houve um aumento da AF e diminuição da PF(G).
25 2.5% Ni 25 2.72% Ni Frequency 15 1 Frequency 15 1 5 5,,4,8 1,2 1,6 Diameter [µm],,4,8 1,2 1,6 Diameter [µm] 25.97% Ni 25 1.83% Ni 2 2 Frequency 15 1 5,,4,8 1,2 1,6 Diameter [µm] 25 2 Frequency 15 1 5,,4,8 1,2 1,6 Diameter [µm] 3.11% Ni Frequency 15 1 5,,4,8 1,2 1,6 Diameter [µm] Figura 1: Distribuição do tamanho das inclusões não metálicas encontradas nos metais de solda de aços CMnNi obtidos por soldagem com arco submerso. 4. Conclusão Adicao de Ni ao metal de solda na forma de pó metálico provou ser um método eficiente para o controle do teor de Ni nos metais de solda de acos baixa liga obtidos com o processo arco submerso. O Ni mostrou ser um elemento que propicia maior formação de AF no metal de solda de acos baixa liga através da formação de inclusões não metálicas com diâmetro próximos ao diametro ótimo (,3µm) para nucleação de AF. Apesar do aumento contínuo do teor de AF com a adição de Ni ao metal de solda, a tenacidade medida através dos testes de impacto Charpy V foi beneficiada para teores de Ni inferiores a 1%. Para teores de Ni superiores a 1% houve uma deteriorização da tenacidade causada pela formacao do microconstituinte austenitamartensita (A-M). O tratamento térmico de alívio de tensões não causou nenhuma significativa melhora da tenacidade do metal de solda. Isto se deve ao fato de que, apesar de ter ocorrido decomposicao parcial ou total do microconstituinte A-M, o que consequentemente causaria um aumento da tenacidade, houve uma formacao de precipitados de carbetos ao longo dos contornos de grao da ferrita, o que também é deletério à tenacidade dos metais de solda. De maneira geral pode-se concluir que o teor de Ni ótimo no metal de solda é de aproximadamente 1%, pois este é o valor que confere a maior energia Charpy ao metal de solda, na maioria das temperaturas de ensaio, tanto na condição como soldada como após TTAT. Isto se deve à elevada quantidade de ferrita acicular e à pequena quantidade de constituinte A-M.
5. Agradecimentos Os autores agradecem a FAPERJ e a CAPES pelo financiamento deste trabalho assim como a empresa CARBOOX pelo apoio técnico. 6. Referências bibliográficas [1] FARRAR, R.A., HARRISON, P.L. Microstructural development and toughness of C-Mn and C-Mn-Ni weld metals Part I: Microstructural Development, Metals Construction, 19 (7), pp. 392R-399R, 1987. [2] EVANS, G.M. The effect of carbon on the microstructure and properties of C-Mn all-weld metal deposits, Welding Jornal, 62 (11), p. 313s, 1983. [3] GRONG, O., SIEWERT, T.A. e EDWARDS, G.R., Effects off deoxidation practice on the transformation behaviour and toughness of steel welds, Welding Journal, 65 (11), pp. 279s-286s, 1986. [4] HOEKSTRA, S., SCHMIDT, M.A.M., OUDEN, G., Microstructure and noch toughness of ferritic weld metal, Metal Construction, 1, (12), pp. 771-775, 1986. [5] IKAWA, H., OSHIGE, H., TANOUE, T., Effect of martensite-austenite constituent on HAZ toughness of high strength steel, IIW/IIS Doc. No. IX-1156-8. [6] MATSUDA, F. Et al. Review of mechanical and metallurgical investigations of martensite-austenite constituent in welded joints in Japan, Welding in the World 37 (1996): p. 134-152 [7] EVANS, G.M. Effect of manganese on the microstructure and properties of all-weld metal deposits, IIW/IIS Doc. II-A-432-77. [8] ALE, R.M., REBELLO, J.M.A., CHARLIE, J. A metallographic technique for detecting martensite-austenite constituents in the weld heat-affected zone of a micro-alloyed steel,materials Characterization 37, p. 89-93, 1996. [9] SHINADA, K., HORII, Y., YURIOKA, N., Development of weld metal with high toughness and low hardenability, Welding Journal, pp. 253s-262s, 1992. [1] TRINDADE; V.B. et al., Microstructure and mechanical behaviour of CMn and low-alloy steel weld metals after normalizing heat treatment. In. THE INTERNATIONAL WELDING CONFERENCE, THE INDIAN INSTITUTE OF WELDING, Mumbai, India, CD-room, fevereiro, 25. [11] TRINDADE; V.B. et al., Effect of normalizing heat treatment on the mechanical behaviour of low-alloy steel weld metals, Materials and Structures, Vol. 38 (277), p. 353-357, 25. [12] LINERT, G.E. Welding metallurgy carbon and alloy steels, GML publications, AWS, 4 th edition, 1994. [13] PAYAO; J.C., MELLO, R.S.T., PARANHOS, R.P.R. Influência do alumínio nas inclusões não metálicas e na microestrutura de metal de solda de aço C-Mn, In. 58 o CONGRESSO ANUAL DA ASSOCIACAO BRASILEIRA DE METALURIGA E MATERIAIS (ABM), Rio de Janeiro - RJ, p. 325, 23. [14] MILLS, A.R., THEWLIS, G., WHITEMAN, J.A., Nature of inclusions in steel weld metals and their influence on formation of acicular ferrite, IIWW/IIS DOC. II-A-771-89.