Avaliação de diferentes gases de proteção na soldagem de aço inoxidável superduplex pelo processo (GTAW) gas tungsten arc welding orbital Evaluation of different shielding gases in the welding of superduplex stainless steel by the process (GTAW) gas tungsten arc welding orbital Bruno Brandolin 1, D.Sc. Annelise Zeemann do Pinho 2 1 Engenheiro de soldagem - FMC Technologies, Rio de Janeiro / Brasil 2 Consultora - Tecmetal, Rio de Janeiro / Brasil Resumo Tubings de aço inoxidável superduplex UNS32750 foram soldados pelo processo Gas Tungsten Arc Welding orbital, utilizando quatro misturas gasosas diferentes como gás de proteção. Foram avaliados o percentual de ferrita e a presença de nitretos tanto no metal de solda quanto na zona termicamente afetada (ZTA), além de terem sido realizados ensaios de corrosão por pites de acordo com a norma ASTM G48 método A, para todas as misturas gasosas. A resistência à corrosão apresentou características similares para todas as juntas soldadas. A adição de Hélio na mistura gasosa apresentou os melhores resultados tanto na avaliação do percentual de ferrita do metal de solda e da ZTA, quanto na presença de nitretos. A melhor relação entre custo e benefício foi a do uso da mistura gasosa Argônio e Hélio como gás de proteção. Palavras-chave: soldagem, duplex, ferrita, nitreto, gás de proteção. Abstract UNS32750 superduplex stainless steel tubings were welded by the process Gas Tungsten Arc Welding orbital, using four different gas mixtures as shielding gas. The ferrite content and the presence of nitrides were evaluated both in the weld metal and in the heat affected zone (HAZ), as well as pitting corrosion tests according to the standard ASTM G48 method A, for all the gas mixtures. The corrosion resistance characteristics are similar for all welded joints. The addition of Helium in the gas mixture showed the best results both in the ferrite content of the weld metal and HAZ, and in the presence of nitride. The best relation between cost and benefit was using the Argon and Helium gas mixture as shielding gas. Key words: welding, duplex, ferrite, nitrite, shielding gas.
1. Introdução A necessidade de extrair petróleo em grandes profundidades e ambientes bastante agressivos tem levado à pesquisa por materiais que atendam a estas condições. Neste sentido, os aços inoxidáveis duplex correspondem a uma importante classe de materiais que possui tanto resistência mecânica quanto à corrosão e têm sido utilizados em larga escala na indústria de óleo e gás. Os aços inoxidáveis duplex surgiram na década de 30 e são materiais que possuem um balanço microestrutural entre as fases ferrita e austenita, em frações volumétricas próximas a 50%. Este balanço de fases é dependente do tratamento térmico a que o material foi submetido e da composição química da liga. A soldagem de aço inoxidável duplex requer alguns cuidados como manutenção da temperatura de interpasse em torno de 150⁰C e aporte de calor na ordem de 0,5 a 2 KJ mm [1], para que seja possível atingir as propriedades desejadas, uma vez que quando estes materiais são submetidos a ciclos térmicos entre 300 e 1000ºC, podem se formar fases deletérias (fase sigma, fase chi, nitreto de cromo, etc.), o que poderá prejudicar a tenacidade ou a resistência à corrosão destes materiais [2]. O processo GTAW orbital por sua vez é muito utilizado para a soldagem de tubings de instrumentação, com diâmetros inferiores a 1 polegada e espessuras de 1 a 3 mm, comumente fabricados em materiais duplex. Sendo assim, é fundamental definir uma mistura gasosa para ser utilizada como gás de proteção, que permita a obtenção das propriedades esperadas para a junta soldada, além de custo baixo. Além do Argônio e Hélio que são bastante utilizados no processo GTAW, outro gás que também pode ser adicionado na proteção da poça de fusão é o Nitrogênio, que tem o objetivo principal de facilitar o balanço de fases na zona fundida. 2. Materiais e Métodos O material utilizado neste trabalho é o aço inoxidável superduplex UNS32750 com espessura de 0,065 e diâmetro externo de 0,630. A Tabela 1 mostra a composição química do material. Tabela 1 Composição química do metal base (%). C Si Mn P S Cr Ni Mo W Cu N 0,014 0,330 0,420 0,017 0,001 25,400 6,430 3,850 0,010 0,140 0,300 Os corpos de prova utilizados nos testes foram preparados em uma biseladora portátil. O chanfro definido para a soldagem com o processo GTAW orbital foi do tipo "J", com nariz de 1 mm, ângulo de 17 a 19 graus e raio de 3,2 mm. Quatro diferentes gases/misturas gasosas foram utilizadas nos testes como gás de proteção. O gás de purga utilizado na soldagem de todos os corpos de prova foi argônio. A Tabela 2 mostra a composição e o preço por cilindro dos diferentes gases. Tabela 2 Gases de proteção. Corpos de prova Gases de Proteção Preço (R$) 1 Ar 88,27 2 70% Ar + 30% He 361,89 3 78% Ar + 20% He + 2% N 2 754,86 4 97,5 % Ar + 2,5% N 2 358,65
O consumível utilizado na soldagem foi o arame AWS ER2594. A Tabela 3 mostra a composição química do consumível. Comparando a composição química do metal base com a composição química do consumível, pode ser observado um teor maior de níquel no consumível. Este aumento no percentual de níquel no metal de adição tem como objetivo favorecer a formação de austenita no metal de solda [3]. Tabela 3 Composição química do metal de adição (%). C Si Mn P S Cr Ni Mo W Cu N 0,016 0,350 0,400 0,018 0,0008 25,190 9,530 4,060 0,010 0,076 0,230 Nb Co V Ti 0,010 0,094 0,039 <0,005 A soldagem foi realizada sem abertura de raiz. Todos os 8 corpos de prova, dois deles para cada gás de proteção, foram ponteados pelo processo GTAW manual, utilizando uma máquina de frequência, onde o arco é aberto através de um dispositivo de acionamento existente na tocha, não sendo necessário o tungstênio tocar a peça. O gás de proteção utilizado no ponteamento foi o mesmo gás utilizado na soldagem dos corpos de prova. Não foi realizado pré-aquecimento na soldagem. A soldagem dos corpos de prova foi realizada utilizando um equipamento Arc Machine Inc. AMI 227. Este equipamento permite a divisão do diâmetro a ser soldado em quatro regiões, possibilitando assim diferentes programações de parâmetros para cada um dos quatro quadrantes. Na Tabela 4 estão listados os parâmetros utilizados na soldagem dos corpos de prova. Todos os corpos de prova foram soldados com dois passes, utilizando os mesmos parâmetros tanto no primeiro quanto no segundo passe. Corpo de prova Tabela 4 - Parâmetros de soldagem Quadrante Amperagem Voltagem Velocidade de soldagem Heat input (A) (V) (mm/min) (J/mm) 1⁰ 40 11 32,0 825 1 2⁰ 38 11 44,0 570 3⁰ 39 11 44,0 585 665 4⁰ 40 11 38,8 680 1⁰ 39 11 32,0 804 2 2⁰ 37 11 44,0 555 3⁰ 35 11 44,0 525 620 4⁰ 35 11 38,8 595 1⁰ 39 11 31,4 811 3 1⁰ 37 11 44,0 562 1⁰ 35 11 44,0 524 627 1⁰ 36 11 38,8 612 1⁰ 42 11 31,4 885 4 1⁰ 41 11 44,0 616 1⁰ 41 11 44,0 609 698 1⁰ 40 11 38,8 682 Média heat input (J/mm) Após a soldagem dos corpos de prova, a superfície foi escovada para remover os óxidos formados durante o processo de soldagem e os corpos de prova foram submetidos à inspeção por gamagrafia, não sendo detectados defeitos em nenhuma das juntas soldadas.
3. Resultados e Discussões 3.1 Macrografia Foram realizadas macrografias nas posições 0 e 180 das juntas soldadas, tendo sido constatado perfil similar para todos os corpos de prova, com exceção do corpo de prova 3, que apresentou uma região soldada com técnica inadequada para aços inoxidáveis duplex. A Figura 1 ilustra a macrografia tipicamente verificada nos corpos de prova 1, 2 e 4. Figura 1 Macrografia do corpo de prova 2, soldado com a mistura gasosa 70% Ar + 30% He. Na macrografia do corpo de prova soldado com a mistura gasosa 78% Ar + 20% He + 2% N 2 (CP 3 ) foi evidenciada a realização de wash pass ou caldeamento, que é uma técnica de refusão, onde o operador mantém o arco aberto sem inserir metal de adição na poça de fusão. Geralmente esta técnica visa melhorar o acabamento superficial da solda e costuma ser adotada no fechamento do arco. A Figura 2 mostra a macrografia evidenciando o wash pass. Figura 2 Macrografia do corpo de prova número 3 apresentando wash pass.
3.2 Caracterização microestutural Foram realizadas micrografias no metal base, além de micrografias nas regiões da face e raiz da zona termicamente afetada (ZTA) e metal de solda de todos os corpos de prova, nas posições 0 e 180 das juntas soldadas. As amostras utilizadas para análise microestrutural foram retiradas por intermédio de corte utilizando serra de fita, com lubrificação, em seguida submetidas à preparação metalográfica convencional, que consiste no embutimento, lixamento por intermédio de lixa d'água grãos 80, 100, 220, 320, 400 e 600 m; seguido de polimento mecânico, onde se utilizam panos e pasta de diamante industrial com granulometrias de 15, 6, 3 e 1 m. Após esta etapa as amostras foram submetidas a ataques eletrolíticos utilizando os reagentes NaOH, para diferenciar fases ferríticas e austeníticas, e ácido oxálico, com o objetivo de verificar a presença de CrN e Cr 2 N. Também foi realizada metalografia quantitativa, de acordo a norma ASTM E562 [4], através do método por pontos (Pp) em 5 campos por região, com grade de 117 pontos. A Figura 3 apresenta as micrografias do metal base. O percentual de ferrita encontrado foi de 50%. Não foi observada a presença de nitretos na Figura 3b. (a) (b) Figura 3 Aspecto microestrutural característico dos metais de base. (a) amostra atacada eletroliticamente com reagente NaOH; (b) amostra atacada eletroliticamente com reagente ácido oxálico. Na Tabela 5 pode ser observado o percentual de ferrita de todos os corpos de prova. A dos percentuais de ferrita no metal de solda de todos os corpos de prova atende aos requisitos especificados na norma NORSOK M601 [5] (percentual de ferrita entre 30 e 70%), que é usualmente aplicado para a indústria do petróleo. A adição de Hélio nos gases de proteção (CP 2 e CP 3 ) diminuiu o percentual de ferrita tanto no metal de solda quanto na ZTA, devido ao fato deste gás possuir um poder calorífico superior ao do argônio, aumentando assim o calor fornecido à poça de fusão, diminuindo a velocidade de resfriamento e por consequência favorecendo a formação de austenita. Tabela 5 Percentual de ferrita verificado nos corpos de prova. CP Gás de proteção Posição Metal de solda ZTA Face Raiz Média Média 1 Ar 0⁰ 61 60 64 56,5 180⁰ 52 53 62 63 2 70% Ar + 30% He 0⁰ 53 56 60 51,25 180⁰ 44 52 56 58 3 78% Ar + 20% He + 2% N 2 0⁰ 61 53 59 55 180⁰ 55 51 60 59,5 4 97,5 % Ar + 2,5% N 2 0⁰ 61 77 64 63,75 180⁰ 56 61 62 63
A Figura 4 apresenta as micrografias da região do metal de solda do corpo de prova soldado com a mistura 70% Ar + 30% He (CP 2 ). As amostras foram atacadas com o reagente NaOH. O percentual de ferrita na face do corpo de prova na posição 0 foi de 53% e na posição 180 foi de 44%. Esta variação no percentual de ferrita verificada nas diferentes posições dos corpos de prova ocorre devido aos diferentes aportes e taxas de resfriamento local, proveniente da utilização de diferentes parâmetros de soldagem ao longo dos quatro quadrantes da junta soldada. (c) (d) Figura 4 Aspecto microestrutural característico do metal de solda do CP 2. (c) posição 0 ; (d) posição 180. A Figura 5 apresenta a micrografia do metal de solda do corpo de prova soldado com a mistura 78% Ar + 20% He + 2% N 2 (CP 3 ), na região do wash pass. Esta técnica de refusão promove uma grande velocidade de resfriamento, geralmente acarretando em um alto teor de ferrita e podendo levar a uma grande presença de nitretos formados por uma saturação elevada. Estes precipitados precisariam ser avaliados por microscopia eletrônica de transmissão para confirmar que se tratam de nitretos de cromo. Na Figura 5 também é mostrada a micrografia da ZTA do corpo de prova soldado com Ar puro. Ambas as amostras foram atacadas com ácido oxálico. (g) (h) Figura 5 (g) Aspecto microestrutural característico do metal de solda com 78% Ar + 20% He + 2% N 2 (CP 3 ). (h) Aspecto microestrutural característico da ZTA com Ar.
Uma comparação da quantidade de nitretos verificada nos corpos de prova é apresentada na Tabela 6. Pode-se observar que a presença de nitretos no metal de solda é maior na região da raiz do que na face, devido à maior taxa de resfriamento verificada no primeiro passe. Nestas situações, onde as taxas de resfriamento são elevadas, a formação da austenita é dificultada e o nitrogênio encontra-se em solução sólida supersaturada na ferrita, provocando a precipitação de nitretos de cromo na matiz ferrítica [2]. Outra análise obtida a partir dos dados da Tabela 6, é que os corpos de prova soldados com a mistura 78% Ar + 20% He + 2% N 2 (CP 3 ) não apresentaram nitretos no metal de solda, com exceção da face do corpo de prova número 3, onde foi verificada a realização de wash pass. Este fato pode ser explicado, pois a combinação de He e N 2 permite um aumento no percentual de austenita do metal de solda, dissolvendo todo o nitrogênio. Tabela 6 Presença de nitretos nos corpos de prova CP Gás de proteção Posição Metal de solda ZTA Face Raiz Face Raiz 1 2 3 4 Ar 70% Ar + 30% He 78% Ar + 20% He + 2% N 2 97,5 % Ar + 2,5% N 2 0⁰ 0⁰ 0⁰ 0⁰ 180⁰ 180⁰ 180⁰ 180⁰ 3.3 Teste de corrosão Todos os quatro corpos de prova foram submetidos a ensaios de corrosão por pites de acordo com a norma ASTM G48 método A [6] (temperatura 40 C ± 2 C por 24 horas). Os resultados estão apresentados na Tabela 7. Tabela 7 Resultados do ensaio de corrosão. CP 1 2 3 4 Gás de proteção Ar 70% Ar + 30% He 78% Ar + 20% He + 2% N2 97,5 % Ar + 2,5% N 2 Dimensões (cm) e 1,59 i 1,26 comp. 3,70 e 1,59 i 1,26 comp. 4,00 e 1,59 i 1,26 comp. 4,27 e 1,59 i 1,26 comp. 4,17 Área (m 2 ) 0,003667 0,003817 0,003952 0,003902 Massa (g) Antes Depois 23,225 23,225 24,842 24,800 26,574 26,574 25,995 25,995 Perda de massa (g/m 2 ) 0,00 11,00 0,00 0,00 Avaliação do processo corrosivo Livre de pites Presença de pites no centro da solda Livre de pites Livre de pites
A região com ataque localizado (pites) do corpo de prova soldado com a mistura 70% Ar + 30% He (CP 2 ) foi avaliada por microscopia ótica e na superfície do corpo de prova constatou-se um percentual de ferrita superior a 80%, pois era uma região de wash pass. Dos oito corpos de prova soldados, quatro deles foram destinados à realização dos ensaios de macrografia e caracterização microestrutural, e os outros quatro foram utilizados para avaliação do ensaio de corrosão. Diferentemente do corpo de prova soldado com a mistura 78% Ar + 20% He + 2% N 2 (CP 3 ), não foi possível identificar o uso de wash pass no CP 2, visto que a macrografia foi realizada em posição diferente do ensaio de corrosão. Isso explica também o porquê do CP 3 não apresentar pites no ensaio de corrosão, conforme mostrado na Tabela 7. A justificativa para a ocorrência da falha é que a precipitação de nitretos de cromo pode reduzir a resistência à corrosão dos aços inoxidáveis duplex, devido ao empobrecimento de cromo nas regiões adjacentes aos precipitados. Além disso, outros fenômenos como corrosão galvânica entre a zona empobrecida e a matriz, o desarranjo interfacial entre nitreto-matriz, ou os esforços internos podem contribuir para a corrosão localizada [2]. 4. Conclusões Com base no que foi apresentado e discutido acima, pode-se concluir que: Todos os gases de proteção apresentaram resultados satisfatórios no teste de corrosão; O uso de Argônio como gás de proteção apresentou uma quantidade elevada de nitretos na ZTA, podendo prejudicar a tenacidade da junta soldada [7]; O uso da mistura gasosa 97,5 % Ar + 2,5% N 2 apresentou os maiores percentuais de ferrita tanto no metal de solda quanto na ZTA, desfavorecendo o balanço de fases; A adição de Hélio na mistura gasosa apresentou os melhores resultados tanto no percentual de ferrita do metal de solda e ZTA, quanto na minimização dos nitretos; A mistura 78% Ar + 20% He + 2% N 2 apresentou a menor presença de nitretos no metal de solda, com exceção da face do corpo de prova número 3, onde foi verificada a realização de wash pass; A mistura Argônio e Hélio foi a que apresentou o percentual de ferrita mais próximo de 50%, quando comparado com os outros três gases; A condição de melhor relação entre custo e benefício foi a do uso da mistura gasosa Argônio e Hélio como gás de proteção.
5. Referências Bibliográfica [1] VAN DER MEE V., NEESSEN F., CHADHA V. Welding duplex stailess steel Industry Guide. In: Duplex World Conference Proceeding, 2010. [2] LODOÑO A. J. R., Precipitação de fases intermetálicas e austenita secundária na ZAC de soldagens multipasse de aços inoxidáveis duplex. São Paulo: USP, 2001. 265p. [3] LIPPOLD J. C., KOTECKI D. J. Welding Metallurgy and Weldability of Stainless Steels, Wiley-Interscience. New Jersey, 2005. 357p. [4] ASTM E562-11: Standard Test Method for Determining Volume Fraction by Systematic Manual Point Count., ASTM International. [5] NORSOK STANDARD M-601: Welding and Inspection of Piping. Edition 5, April 2008. [6] ASTM G48-11: Standard Test Methods for Pitting and Crevice Corrosion Resistance of Stainless Steels and Related Alloys by Use of Ferric Chloride Solution., ASTM International. [7] LODOÑO A. J. R. Estudo da precipitação de nitreto de cromo e fase sigma por simulação térmica da zona afetada pelo calor na soldagem multipasse de aços inoxidáveis duplex. São Paulo: USP, 1997. 176p. Corresponding author: Bruno Brandolin Address: Rua Paulo Emídio Barbosa, 485 - Parque Tecnológico do Rio, Quadra I Cidade Universitária Rio de Janeiro, RJ Brasil 21941-907 e-mail: bruno.brandolin@fmcti.com