13º Congresso Ibero-americano de Engenharia Mecânica 13º Congreso Iberoamericano de Ingeniería Mecánica Lisboa, Portugal, 23-26 de Outubro de 2017 SOLDAGEM LASER ND:YAG PULSADO DO AÇO INOXIDÁVEL SUPERDUPLEX UNS S32750 Otacílio Doniseti Franzini 1, Matheus Shimizu Clemente 1, Ruís Camargo Tokimatsu 1, Juno Gallego 1, Vicente Afonso Ventrella 1 1. Departamento de Engenharia Mecânica, UNESP, Ilha Solteira-SP, Brasil, email: ventrella@dem.feis.unesp.br Resumo Os aços inoxidáveis superduplex vêm conquistando cada vez mais espaço nas atividades ligadas a indústria petroquímica, suprindo as carências dos já tradicionais aços inoxidáveis austeníticos e ferríticos, pois o aço inoxidável superduplex consegue aliar as propriedades tanto do aço inoxidável ferrítico como do aço inoxidável austenítico. Atribui-se suas altas resistências à corrosão e mecânica à sua microestrutura balanceada em aproximadamente 50% de ferrita e 50% de austenita. O processo de soldagem a laser, devido a sua alta taxa de resfriamento, causa um desbalanceamento da microestrutura do metal de solda, fato que pode comprometer suas boas propriedades de corrosão e mecânicas. O presente trabalho estudou a influência da energia de soldagem nas características mecânicas e microestruturais da junta soldada. Utilizou-se o processo de soldagem a laser Nd:YAG pulsado com energia de pulso de 10J, velocidade de soldagem de 1,0 mm/s, frequência de pulso variando de 1,5 a 9 Hz e foco na superfície da chapa. O metal base utilizado foi chapas de aço inoxidável superduplex UNS S32750 com 1,5 mm de espessura. Foram realizados ensaios mecânicos de tração e microdureza, além da caracterização microestrutural da junta soldada por microscopia ótica e microscopia eletrônica de varredura. Os resultados mostraram que o efeito da variação da energia de soldagem sobre a junta soldada altera as frações volumétricas das fases ferrita/austenita no metal de solda e, portanto as propriedades mecânicas e microestruturais. Houve uma forte tendência de queda na quantidade de austenita no metal de solda com o aumento da taxa de resfriamento. A fração volumétrica de austenita reduziu de 50% para 7,6%, concentrando-se principalmente na região de contorno de grão da zona fundida. Ocorreu um aumento significativo da dureza na região da zona fundida em relação ao metal base, devido ao alto valor da fração volumétrica de ferrita nessa região. Os ensaios de tração mostraram limites de resistência superior ao do metal base, devido ao aumento da dureza da zona de fusão. Palavras chave: soldagem, laser pulsado, Nd:YAG, aço duplex, UNS S32750.
1. Introdução O uso do laser na indústria moderna vem crescendo rapidamente, pois o laser é uma ferramenta poderosa em muitas áreas, como a da soldagem. As propriedades da coerência espacial e a alta radiança da luz laser são as bases de suas vantagens sobre métodos tradicionais de processamento de materiais. A coerência espacial permite a focalização da luz em um ponto muito pequeno, fornecendo uma densidade de radiação localizada e extremamente alta. Através do controle da carga térmica fornecida a um dado material, podemos obter praticamente qualquer regime dependente do tempo na área afetada. Isto dá ao laser uma incrível versatilidade em tantas aplicações distintas. Comparando o laser com tecnologias clássicas, o mesmo ainda vem sendo utilizado em lotes de peças pequena, embora tem se observado um aumento na demanda por produtos de diferentes materiais e geometrias [1,2,3,4]. O setor de Petróleo e Gás Natural está revestindo ou substituindo componentes de aços inoxidáveis austeníticos convencionais (316L) por aços inoxidáveis austeníticos com maior teor de Molibdênio (317L) ou por aços inoxidáveis duplex e superduplex. Essas operações são baseadas principalmente em resultados de ensaios de corrosão realizados nestes materiais através de laboratórios de pesquisa em todo o mundo. Nesse contexto, a soldagem tem papel de destaque, pois é o principal método de fabricação empregado. Os aços duplex possuem duas fases distintas e bem definidas: austenita e ferrita formando, portanto uma microestrutura bifásica, composta por uma matriz ferrítica e ilhas de austenita, com frações volumétricas aproximadamente iguais dessas fases, isto é, 50% de ferrita e 50% de austenita. As propriedades mecânicas desses aços são determinadas predominantemente pela relação austenita/ferrita e pela precipitação de compostos intermetálicos durante o processamento, associados aos elementos como Nb, Cr, Mo, Si, W e Cu, que reduz drasticamente os valores da ductilidade e a resistência ao impacto. Dentre os intermetálicos, as fases de Laves destaca-se como uma fase que produz acentuada fragilidade aos aços, principalmente quando o Nb está presente[5,6,7,8]. No presente trabalho foi realizada uma análise sobre o uso do laser de Nd:YAG, no modo pulsado, em soldagem de chapas de aço inoxidável super duplex UNS S32750, com 1,5 mm de espessura. Foi estudado o efeito da energia de soldagem nas características mecânicas e microestruturais da junta soldada. 2. Materiais e Métodos O presente trabalho de pesquisa foi realizado utilizando um sistema laser de Nd:YAG na condição pulsado, cujo arranjo experimental é mostrado na Figura 1. O metal base utilizado neste estudo foi o aço inoxidável super duplex UNS S32750, na forma de chapas com 1,5 mm de espessura. As amostras foram cortadas na dimensão 50 mm x 120 mm. A composição química do metal base é mostrada na Tabela 1. A Figura 2 mostra uma micrografia do metal base, obtida com MEV, onde observa-se uma microestrutura composta de 50% de ferrita- (fase escura) e 50% de austenita- (fase clara). O ataque utilizado nessa etapa foi o Behara que tem por característica a revelação das fases ferrita e austenita, deixando a austenita mais clara e a ferrita mais escura. Foi utilizado o software Image J para quantificar em porcentagem as fases ferrita e austenita. Os resultados experimentais foram analisados com base na relação entre taxa de repetição do pulso, geometria do cordão de solda, microestrutura e presença de descontinuidades. As amostras foram preparadas e limpas antes da soldagem para garantir a mesma condição superficial das chapas e um acabamento homogêneo. Figura 1: Sistema Laser Nd:YAG pulsado Tabela 1: Composição química analisada (% em peso) do aço inoxidável UNS S32750. C Cr Ni Mo Co Mn P 0,017 22,52 5,73 3,18 0,10 1,54 1,50 Figura 2: Micrografia do metal base UNS S32750
Para avaliar a influência do aporte térmico, as chapas foram posicionadas em junta de topo, sem abertura de raiz. Elas foram soldadas com feixe de diâmetro de 0,2 mm e ângulo de 90º. A energia do pulso (Ep) foi mantida fixa em 10J, potencia de pico de 2 kw, largura temporal (tp) de 5 ms, velocidade de soldagem (v) 1,0 mm/s e frequência variável de 1,5 a 9,0 Hz. Dessa maneira, obtiveram-se amostras com taxa de sobreposição de 40, 50, 60, 70, 80, e 90 %. A soldagem é autógena e foi realizada dos dois lados com o intuito de obter maior penetração. Os parâmetros de soldagem laser utilizados no presente trabalho estão descritos na Tabela 2. Tabela 2: Parâmetros de soldagem laser Nd:YAG pulsada. Amostra Taxa sobreposição [%] Frequência [Hz] Aporte Calor [J/mm] L40 40 1,5 15 L50 50 1,8 18 L60 60 2,2 22 L70 70 3,0 30 L80 80 4,5 45 L90 90 9,0 90 As amostras foram soldadas, de ambos os lados, em uma atmosfera de gás argônio utilizando-se uma vazão de 20 l/min. Não foi utilizada proteção de argônio na raiz da solda. Ver Figura 3. Posteriormente, foi realizada uma preparação metalográfica da secção transversal do cordão de solda, através de corte, lixamento e polimento, obtendo-se assim imagens macrográficas para a verificação da geometria do cordão de solda e presença de descontinuidades. Figura 3: Corpo de prova soldado. A figura 4 mostra uma macrografia por microscopia ótica (MO) da secção transversal da junta soldada com laser Nd:YAG pulsado. Figura 4: Macrografia da junta soldada. MO. 3. Resultados e Discussão Após a execução da soldagem com diversos parâmetros foi determinado que a melhor potência de pico e largura temporal a ser utilizada é de 2 kw e 5 ms, respectivamente, pois apresentou superfície regular e profundidade de 1,07 mm, profundidade esta que ultrapassa 50% da espessura da chapa, permitindo assim a soldagem dos dois lados. A Figura 5 mostra uma vista superior do cordão de solda obtido com taxa de repetição de 90%. Figura 5: Vista superior do cordão de solda. MEV. Em relação às análises microestruturais, observouse que não houve grandes alterações na fração volumétrica das fases ferrita e austenita do cordão de solda em relação à variação da taxa de sobreposição e consequentemente do aporte térmico. As Figuras 6a e 6b mostram micrografias obtida no Microscópio Eletrônico de Varredura (MEV) do cordão de solda da amostra soldada com taxa de sobreposição de 90%. Essa amostra é bem representativa das micrografias obtidas, isto é, houve uma grande concentração de austenita- (região clara) na linha de fusão e o restante na região do contorno de grão do metal de solda.[6] A Tabela 3 mostra a variação da fração volumétrica de austenita no metal de solda.
(a) (b) Figura 6: Macrografias da junta soldada. MEV. Zona de ligação metal base/metal de solda (a). Metal de solda (b). Figura 7: Gráfico de microdureza na junta soldada. LM90. Metal de solda (MS). Metal base (MB) Em relação aos ensaios de tração observou-se que todos os corpos de prova soldados com sobreposições de 90, 80, 70 e 60 % às fraturas foram localizados na região do metal base, não rompendo portanto no metal de solda. A tensão de ruptura para estes corpos de provas foram registradas bem próximos ao do corpo de prova sem solda, não havendo assim grandes variações entre eles. A Figura 8 mostra um corpo de prova de tração rompido no metal base. Tabela 3: Fração volumétrica [%] das fases ferrita e austenita. L40 L50 L60 L70 L80 L90 Ferrita 95,2 95,2 94,6 93,2 92,8 92,4 Austenita 4,8 4,8 5,4 6,8 7,2 7,6 Os ensaios de microdureza Vickers das juntas soldadas foram realizados em uma direção paralela à superfície da chapa, na superfície e na parte central do cordão, com aproximadamente 0,3 e 0,7 mm de distância da superfície da chapa. Para realizar a indentação, foi empregada uma carga de 0,01kgf. Durante este procedimento foi respeitado tanto a distância mínima entre indentações adjacentes quanto o tempo de carregamento, com a finalidade de minimizar erros na realização das medidas. O metal base apresentou uma microdureza Vickers média de 290 HV. A Tabela 4 mostra a microdureza média do metal de solda das amostras analisadas, com exceção da amostra L40 que apresentou muitos vazios no metal de solda impedindo a realização dos ensaios de microdureza. A Figura 7 mostra o gráfico de microdureza para amostra com 90% de taxa de sobreposição. Figura 8: Corpo de prova de tração rompido no metal base. Os corpos de prova com 40 e 50% de sobreposição romperam no metal de solda, com limites de resistência mecânica bem abaixo do metal base. Este comportamento pode ser associado às descontinuidades, grandes vazios e falta de fusão, presentes no metal de solda devido à baixa taxa de repetição. A Figura 9 mostra uma fractografia da superfície de fratura no cordão de solda da amostra obtida com 50% de taxa de repetição. Observa-se a presença de grandes vazios e falta de fusão. Tabela 4: Microdureza Vickers. Amostra L50 L60 L70 L80 L90 386 386 388 390 406 Figura 9: Fractografia da superfície de fratura no cordão de solda. Amostra L50.
Finalmente, foram realizados difração de Raio X no metal base e no metal de solda afim de mostrar a pequena fração volumétrica de austenita no metal de solda. A Figura 10 mostra o espectro de Raio X da amostra com 90% de sobreposição e um espectro do metal base, onde observa-se a presença das fases ferrita e austenita no metal base, numa proporção de 50/50%, respectivamente. No metal de solda observa-se basicamente a fase ferrita com pouca presença de austenita. quantidade de vazios e da falta de fusão. Já para sobreposições superiores, 60%, 70%, 80% e 90%, a falha foi localizada no metal base, mostrando que altas taxas de repetição geram cordões de solda com resistência mecânica superior à resistência do metal mecânica do metal base. Agradecimentos Os autores agradecem à FAPESP, Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo, pelo apoio financeiro a este trabalho. Referências Figura 10: Espectro de Difração de Raio-X do metal base e do metal de solda. 4. Conclusão O metal de solda apresentou uma microestrutura constituída basicamente por uma matriz ferrítica com pequena quantidade de austenita, principalmente na região de contorno de grão. Raramente apareceu no interior do grão. A fração volumétrica de austenita no metal de solda variou de 4,8 a 7,6%. Observou-se uma tendência de aumento no teor de austenita à medida que se intensificou a taxa de repetição, e consequentemente aumentando-se o aporte térmico. Não é possível manter no metal de solda a mesma relação ferrita/austenita do metal base utilizando-se unicamente as variações dos parâmetros de soldagem: largura temporal, potência de pico e taxa de repetição. Os ensaios de microdureza Vickers mostraram que ocorre um aumento significativo da dureza na região da zona fundida em relação ao metal base, devido ao alto valor da fração volumétrica de ferrita nessa região. A microdureza no centro do cordão apresentou sempre um valor superior ao valor da microdureza da superfície. Os ensaios de tração mostraram limites de resistência superior ao do metal base, devido ao aumento da dureza da zona de fusão. Os corpos de prova confeccionados com sobreposição de 40 e 50% romperam no cordão de solda devido a grande [1] Gilner, A., Holtkamp, J., Hartmann, C., Olowinsky, A., Gedicke, J., Klages, K., Bosse, L., Bayer, A., Laser applications in microtechnology, Journal of Materials Processing Technology 167, 494-498, 2005. [2] Ion, J.C., Laser Processing Materials, Ed. Elsevier, UK, 556p, 2005. [3] Steen, W.M., Laser Material Processing, Springer, USA, 408 p, 2005. [4] Duley, W.W. Laser Welding, Ed.John Wiley&Sons, USA, 251p, 1999. [5] Ku, J.S.; Ho, N.J.; Tjong, S.C. Properties of electron beam welded SAF 2205 duplex stainless steel. Journal of Materials Processing Technology, 63, 770-775, 1997. [6] Zambom, A.; Bonollo, F. Rapid solidification in laser welding of stainless Steels, Materials Science and Engineering A, 178, 203-207, 1994. [7] Mathpandi, V.; Srinivasan, P.B.; Shankar, S.K.; Sundaresan, S. Effect of nickel and nitrogen addition on the microstructure and mechanical properties of power beam processed duplex stainless steel (UNS 31805) weld metals. Materials Letters, 59, 2305-2309, 2005. [8] Kotecki, D.J.,Ferrite control in duplex stainless steel weld metal, Welding Research Supplement, 10, 273s-278s, 1986.