I CONGRESSO PAN-AMERICANO DE SOLDAGEM XL CONSOLDA CONGRESSO NACIONAL DE SOLDAGEM SÃO PAULO BRASIL 20 23, Outubro, 2014

I CONGRESSO PAN-AMERICANO DE SOLDAGEM XL CONSOLDA CONGRESSO NACIONAL DE SOLDAGEM SÃO PAULO BRASIL 20 23, Outubro, 2014 CT-80 Determinação da resistência ao impacto da região de grão grosseiro da ZTA do aço API5L X80 soldado em condições de alta energia (Determination of impact strength of the coarse grain region of the heat affected zone of API5L X80 steel welded in high energy condition) Dr. Sc. Angel Rafael Arce Chilque1, Camila Rita de Souza1, Marcus Vinícius da Silva Jardim1, Priscila Nascimento Gonçalves1, Sheron Stephany Tavares1 1 Universidade do Estado de Minas Gerais (UEMG), Departamento de Engenharia Metalúrgica, João Monlevade, Minas Gerais, Brasil, anarcec@yahoo.com RESUMO O presente trabalho trata de relacionar a resistência ao impacto com a microestrutura e o tamanho de grão da região de superaquecimento da ZTA (GGZTA) quando soldado na condição de elevado aporte térmico. Para execução prática deste trabalho, um chapa do aço API5L X80 de 19 mm de espessura foi soldada pelo processo manual com eletrodo revestido para os passes de raiz e arame tubular robotizado para os passes de acabamento. Para o primeiro processo foi utilizada uma energia de 1740 J/mm e 2470 J/mm para o segundo. Ensaios metalográficos e mecânicos foram realizados visando a caracterização da junta soldada, em particular o ensaio Charpy. Os resultados obtidos neste trabalho mostram que a metodologia empregada permite detectar a influência da estrutura metalúrgica e do tamanho de grão da GGZTA na resistência ao impacto da mesma. Palavras-chave: Aço API 5L X80; resistência ao impacto; alta energia de soldagem. Abstract: The present study aimed established a relation between the impact test resistance with the microstructure and the grain size of the coarse-grained region of the heat affected zone when welded in high energy conditions. For practical execution of this study, one plate of API 5L X80 of 19 mm thickness steel was welded by manual shielded metal arc welding process for root passes and robotized flux-cored arc-welding for the finishing beads. For the first process was utilized 2470 J/mm and 1740 J/mm for the second process of heat input. The results showed that the methodology used permitted detect a influence of the metallurgical structure and the grain size of the coarse-grained region with the impact test results. Keywords: API5L X80 steel; impact strength; high energy welding. 1. Introdução O crescimento econômico mundial tem impulsionado o aumento no consumo de energia, como o petróleo e o gás. NETO [1] explica que o transporte por dutos é a maneira mais barata de conduzir óleo e gás, no entanto, deve ser realizado com confiabilidade e segurança operacional para evitar prejuízos econômicos e, principalmente, ambientais. Desta maneira, a construção de sistemas duto viários que suportem maiores pressões internas aliadas a uma redução nas espessuras dos tubos é fundamental a este processo. Por esta razão, a indústria siderúrgica vem desenvolvendo aços que supram tais necessidades além de apresentarem elevadas características mecânicas. Os aços ARBL (Alta Resistência e Baixa Liga) é exemplo deste desenvolvimento, pois além de elevada resistência mecânica, possuem boa tenacidade e soldabilidade. Eles são empregados em vários setores industriais como é o caso do uso de tubos de grandes diâmetros na indústria do petróleo. Nas últimas décadas, o Brasil, alavancado pela autossuficiência da Petrobrás, vem sendo palco da crescente demanda na fabricação de tubos de grande vazão, por esta razão, estudos na soldagem dos aços ARBL, tipo API5L X80, X100 e X120, vem sendo realizados. O aço API5L X80 tem elevada resistência mecânica e considerável resistência ao impacto, entretanto, estas propriedades podem ser modificadas pelo aporte térmico imposto durante a operação de soldagem, principalmente na região a Grão Grosseiro da Zona Termicamente Afetada (GGZTA). Portanto, este trabalho tem como objetivo geral a caracterização da estrutura metalúrgica e das propriedades mecânicas, em particular a resistência ao impacto quando um aporte calorífico elevado é empregado com o processo arame tubular robotizado (FCAW). 2. Materiais Índice Autores Índice Títulos

O aço X80, especificado pela norma API5L 2000 [2], é o metal de base utilizado neste trabalho, cuja composição química e outras características são apresentadas na tabela 1. Tabela 1. Composição química e propriedades mecânicas do aço API5L X80. Metal de Base Corrida C Si Mn P S N API 5L X80 (espessura: 19 mm) 801778876 0,04 0,18 1,79 0,014 0,001 0,005 Ni Cr Mo Al V Nb 0,01 0,14 0,2 0,026 0,027 0,066 Ti Cu Ca V+Nb+Ti CE iiw P cm 0,01 0,015 0,0019 0,107 0,413 0,161 Dureza Vickers Tração Direção Transversal Largura CP =38,1 mm (HV ¹ºº ) Fonte: USIMINAS Para a composição dos passes de raiz (dois) foi selecionado o eletrodo básico E 9018-M de 3,25 mm de diâmetro; e para os cordões de acabamento (dois) foi escolhido o Arame Tubular Autoprotegido OK Tubrod 98OA (AWS E91T8-G) com diâmetro de 1,6 mm, ambos de fabricação ESAB, conforme podem ser observados nas tabelas 2 e 3. Tabela 2. Dados de Composição química Eletrodo Revestido E 9018-M. Metal de adição Diâmetro C Si Mn P S 0,072 0,418 1,087 0,023 0,013 E 9018-M 3,25 mm Ni Cr Mo Cu Al 1,589 0,084 0,17 0,035 0,002 V Nb Ti CE iiw P cm 0,014 0,003 0,023 0,415 0,21 Tabela 3. Dados de Composição química Arame Tubular Autoprotegido AWS E91T8-G. Metal de adição Diâmetro C Si Mn P S N E-91T8-G 1,60 mm LE 0,5 (Mpa) LR (MPa) ALO (BM=2") 561 683 34 Charpy CVN-2mm Direção Transversal CPs full size LE/LR Temperatura Energia Absorvida (J) Área Fratura dútil (%) 0,82-20 C 143 100 0,042 0,234 2,013 0,0126 0,0019 0,0042 Ni Cr Mo Al V Nb 0,66 0,043 0,028 0,718 0,046 0,015 Ti Cu Ca V+Nb+Ti CE iiw P cm 0,005 0,005 0,0019 0,025 0,437 0,166 Para os passes de raiz foi utilizado processo manual com médio aporte térmico. A energia de soldagem foi obtida através da realização da média dos valores dos cordões de raiz superior e inferior. Na soldagem dos passes de acabamento foi utilizado o processo robotizado com arame tubular, como o processo foi automatizado, os parâmetros de tensão, corrente e velocidade de soldagem foram programados no robô, não ocorrendo variações dos mesmos, logo, foi possível obter uma elevada energia de soldagem em relação aos passes de raiz, como visto na tabela 4. Tabela 4. Parâmetros de Soldagem. Passes de raiz (Eletrodo revestido - manual)

Ƞ Tensão (V) Corrente Stick out Energia de soldagem Velocidade de soldagem (mm/s) (A) (mm) (J/mm) 0,79 24 135 1,74-1740 Passes de acabamento (Arame tubular robotizado) Ƞ Tensão (V) Corrente Stick out Energia de soldagem Velocidade de soldagem (mm/s) (A) (mm) (J/mm) 0,8 25 247 2 30 2470 3. Metalografia O corpo de prova soldado foi cortado para obtenção dos diferentes ensaios mecânicos e metalográficos. Foram efetuados cortes com uma serra de fita e uma cortadeira metalográfica. Após o corte, cada corpo de prova foi preparado de acordo com a sequência das etapas de preparação. O ataque após o polimento foi realizado com o reagente Nital a 2%. Depois de preparadas, as amostras foram analisadas por macrografia e micrografia, utilizando estereoscópio e microscópio óptico Leitz, modelo Aristomet, acoplado ao analisador de imagens Olympus Stream no aumento de 200X, respectivamente. A Figura 1 mostra a macrografia da junta soldada com chanfro em K, tendo sido realizado dois cordões de raiz (superior e inferior) e dois cordões de acabamento (superior e inferior), totalizando quatro cordões na junta. Os resultados micrográficos são apresentados mais adiante. O ensaio de microdureza Vickers (HV) foi realizado através do microdurômetro Shimadzu, modelo HMV-2T, com carga de 100 gramas durante 15 segundos. Foram efetuados três perfis de dureza na junta soldada: (a) horizontal ao longo do passe de raiz e cordão de acabamento superior; (b) vertical ao longo da ZF e (c) nas regiões de grão grosseiro e intercrítica da ZTA, conforme se observa na Figura 1. Figura 1. Macrografia da junta soldada com chanfro em K; ressaltam-se as linhas onde foram feitas as medições de microdureza. Para revelar o tamanho do antigo grão austenítico da GGZTA, as amostras foram atacadas com uma solução de ácido pícrico. Em seguida, fotos da região de crescimento do grão foram obtidas, com aumentos de 200X, através do microscópio óptico. O diâmetro médio do grão e o tamanho de grão ASTM foram obtidos por interpolação com os valores da norma ASTM E112 [3]. Para a medição da largura da ZTA, pontos foram selecionados através do microdurômetro com aumento de 400X e através da média e desvio padrão de tais pontos, encontrou-se o valor da largura total da ZTA. 3.1 Ensaio de impacto Charpy V O ensaio Charpy V foi realizado no equipamento da marca Instron Wolpert PW30. Foram retirados corpos de prova para cada temperatura escolhida tanto para a ZF como para a GGZTA. Para o exame da ZF o teste foi realizado a -20 C e para a GGZTA 0ºC, -20 C e -40 C. No caso do estudo da resistência ao impacto da GGZTA, tomou-se o cuidado de se colocar o entalhe na referida região, razão pela qual, foi usado chanfro em K. Uma melhor condição para colocação do entalhe na GGZTA foi obtida na condição de soldagem de alta energia em que se tem uma ZTA mais larga.

4. Resultados e Discussões A composição química do MB é apresentada na Tabela 1 assim como o valor do Carbono Equivalente (CE IIW ) do IIW e do Parâmetro de carbono equivalente (P cm ). Em relação aos resultados dos cálculos, nota-se que em princípio o aço API5L X80 possui boa soldabilidade, pois seus valores de CE IIW e P cm são, respectivamente, 0,413% e 0,161%, o que está em acordo com a norma API5L 2000, a qual define que para chapas com espessura inferior a 20,3 mm os valores do CE IIW e P cm aceitáveis são inferiores a 0,43% e 0,25%, respectivamente. Em relação à somatória de Vanádio (V), Nióbio (Nb) e Titânio (Ti), os CP s estão de acordo com a norma que especifica que a referida soma não pode exceder a 0,15% e, como a referência para o MB, mostrado na Tabela 1, é de 0,107%, ele está condizente à norma. A Figura 2 apresenta os valores de dureza horizontal obtidos ao longo dos dois passes de raiz aplicados pelo processo manual com eletrodo revestido. As medidas de dureza foram tomadas à profundidade de 9,5 mm da superfície externa (metade do corpo-de-prova). A zona termicamente afetada (ZTA 1 e ZTA 2 ) exibiu, em média, dureza de 242 HV. O baixo valor de dureza obtido nesta região está relacionado ao efeito térmico do segundo passe de raiz sobre o primeiro, tendo como resultado uma estrutura não simples, com recristalização parcial do primeiro cordão, apesar de ter sido utilizado um nível médio de energia, da ordem de 1740 J/mm. O maior valor de dureza foi encontrado na zona fundida, 260 HV, o que pode estar relacionado com a composição química do eletrodo e com os constituintes presentes nesta região. Figura 2. Microdureza horizontal tomada transversalmente ao passe de raiz. A Figura 3 mostra os valores de microdureza vertical realizada na ZF. Como pode ser observado no gráfico a ZF dos cordões de acabamento apresentaram dureza em torno de 280 HV. Este valor relativamente elevado é justificado pelos elementos de liga presentes no metal de adição empregado como também pelos constituintes encontrados nesta zona. Para a ZF dos passes de raiz a dureza foi da ordem de 240 HV. Este valor está relacionado ao metal de adição utilizado, em particular com a menor quantidade de elementos de liga que o eletrodo revestido apresenta em relação ao arame tubular do passe de acabamento. Outro fator que explicaria esta baixa dureza é a sobreposição parcial do cordão de acabamento nos cordões de raiz (temper bead), formando assim uma estrutura alterada (recristalizada). Figura 3. Microdureza vertical da zona fundida. A Figura 4 apresenta o perfil de dureza em torno da GGZTA. A ZTA dos cordões de acabamento (superior e inferior) apresentaram dureza de 245 HV. Este baixo valor se justifica pelos constituintes encontrados nesta região, como também pelo crescimento de grãos, ambos ocasionados pelo elevado aporte térmico empregado (2470 J/mm). A ZTA dos cordões dos passes de raiz exibiram dureza da ordem de 240 HV. Esperava-se uma dureza maior em função do aporte utilizado (1740 J/mm), no entanto, esta região sofreu interferência da sobreposição do segundo passe de raiz e dos passes de acabamento, apresentando uma estrutura alterada. O gráfico mostra também que parte da GGZTA, localizada na região de raiz, apresentou dureza

relativamente elevada, da ordem de 260 HV. A explicação para este ocorrido está relacionada com o constituinte e o tamanho de grão presentes nesta área, resultado da energia de soldagem utilizada (1740 J/mm). Figura 4. Microdureza da GGZTA. A região de grão grosseiro dos passes de acabamento é constituída de ferrita de segunda fase alinhada (FS (A)), ferrita poligonal intragranular (FP (I)) e ferrita acicular (AF), as quais compõem a estrutura bainítica, sendo a (FS (A)) e (FP (I)) em maior proporção. O tamanho de grão é da ordem de 56 micra. A região de grão grosseiro do passe de raiz é constituída por ferrita de segunda fase alinhada (FS (A)) e ferrita de segunda fase não alinhada (FS (NA)), sendo que este último constituinte apresenta-se em maior quantidade. Parte desta região, que não sofreu interferência do segundo cordão do passe de raiz, exibiu dureza de 260 HV. Este valor é superior ao encontrado na GGZTA do passe de acabamento e está relacionado aos microconstituintes anteriormente mencionados, ao tamanho de grão apresentado da ordem de 42 micra, produto do aporte térmico utilizado (1740 J/mm). O aumento da dureza com a diminuição do tamanho do antigo grão austenítico da GGZTA pode estar relacionado com o fato de que os microconstituintes presentes dentro daquele grão sejam menores e, em consequência, as discordâncias terão mais dificuldades para se movimentar. A zona fundida é constituída de ferrita de segunda fase alinhada (FS (A)) e ferrita de segunda fase não alinhada (FS (NA)) sendo a ferrita de segunda fase alinhada o de maior proporção para os passes de acabamento. A zona fundida do passe de raiz apresenta os constituintes ferrita poligonal intragranular (FP (I)), ferrita de segunda fase alinhada (FS (A)) e ferrita acicular (AF). AF 248 HV FS (A) FP(I) FS(A) FS(NA) 260 HV (a) (b) Figura 5. Micrografia da região de GG dos passes de acabamento (a) e dos passes de raiz (b). FS(NA) FS(A) AF 270 HV FP (I) 252 HV FS (A) (a) (b) Figura 6. Micrografia da zona fundida dos passes de acabamento (a) e dos passes de raiz (b). A Tabela 5 mostra o diâmetro médio do tamanho de grão para alta, média e baixa energias de soldagem empregadas. Para baixa energia, a GGZTA apresentou um tamanho de grão da ordem de 23 micra; para média

energia, esta região apresenta um tamanho médio de 42 micra; no caso de elevado aporte calorífico esta influência é ainda maior, pois o diâmetro médio da GGZTA foi de 56 micra, valor quatro vezes maior ao encontrado no metal de base, que é da ordem de 10 a 15 micra, conforme foi observado no trabalho de Arce [7]. No trabalho de Costa e Rocha [5] também houve crescimento de grão da GGZTA (58 micra), quando empregado elevado aporte térmico. Convencionou-se para este trabalho que, quando a variação da energia de soldagem fosse baixa, corresponderia a valores dentro de uma faixa de 500 J/mm a 1000 J/mm, média energia, a valores entre 1000 J/mm a 2000 J/mm e alta energia, a valores entre 2000 J/mm a 3000 J/mm; esta última condição simulando o processo ao arco submerso. Amostra Tabela 5. Tamanho de grão da GGZTA. Diâmetro médio (μm) TG (ASTM) Desvio Padrão (μ) Alta Energia 56 5,45 9,50 Média Energia 42 6,33 6,42 Baixa Energia 23 *** 2,10 Conforme explica Monteiro [8], a extensão da ZTA é ampliada com o aumento da energia de soldagem. Neste trabalho, o aporte térmico empregado (2470 J/mm) provocou o aumento em todas as regiões da ZTA, e a largura total foi de 3,82 mm ± 0,65, o que facilitou em determinada maneira, a colocação do entalhe nesta região. Em anterior trabalho, Costa e Rocha [5] encontraram, com aporte de 640 J/mm, a extensão total da ZTA de 1,50 mm ± 0,44. A tabela 6 mostra os dados da energia absorvida no ensaio Charpy nos corpos de prova para ZF e GGZTA. Os ensaios realizados na ZF a temperatura de 20 C apresentou uma energia média de ruptura em torno de 30 J; este resultado indica que os consumíveis utilizados não seriam apropriados no uso a baixas temperaturas, correspondendo a uma fratura frágil. A energia de ruptura da região de grão grosseiro da ZTA dos corpos de prova a -20 C apresentou um valor médio de 70 J e a -40ºC, 34 J, correspondendo a uma fratura frágil. Tabela 6. Resistência ao impacto dos corpos de prova indicados. Resistência ao Impacto: GGZTA Corpo-de-prova Energia (J) Temperatura ( C) CP21 26-40 C CP22 19-40 C CP23 16-40 C CP24 75-40 C CP26 119-20 C CP27 42-20 C CP28 50-20 C Resistência ao Impacto: ZF Corpo-de-prova Energia (J) Temperatura ( C) CP29 21-20 C CP30 42-20 C CP31 26-20 C Os resultados dos ensaios de impacto Charpy para o aço X80 chapa de 17,3 mm de espessura, são aqui reproduzidos na Tabela 7 [4,7] para fins de comparação e alguns dados incluídos na Tabela 8. Eles mostram que nas temperaturas ensaiadas de até -20 C, a energia de ruptura, para o metal de base, é em média de 201 J e para a junta soldada pelo processo manual com 1200 J/mm, pré-aquecimento 100ºC e pós-aquecimento < 250ºC, é em média de 130 J, correspondendo à ruptura dúctil e a uma estrutura de bainita e ferrita ao nível da ZTA. A energia de ruptura ao nível da ZTA dos corpos de prova soldados pelo processo arame tubular e eletrodo manual com baixa energia de soldagem (575 J/mm em média), a -20 C com pré-aquecimento < 250ºC apresentou um valor mínimo em torno de 104 J e está relacionado a uma estrutura de ferrita e carbonetos na ZTA; o valor de 184,3 J encontrado no corpo de prova soldado com FCAW com baixa energia corresponde a uma fratura mista (ZTA e MB); já os corpos de prova da soldagem subaquática, apresentaram um valor médio de energia de ruptura de 66 J o que está relacionado à estrutura martensítica na região GGZTA com um tamanho de grão médio de 27 micra.

Tabela 7. Resistência ao impacto dos corpos de prova do aço X80 de 17,3 mm de espessura. Amostra Metal base Manual (CP01) Arame Tubular CP08/CP09 Subaquático CP06/CP10 Energia(J) 0 C Energia(J) -20 C 198 211 200 198 223 195 100 107 209 167 192 116 236 104 246 184 236 --- 62 68,6 103 68,6 85 60,8 Estrutura da ZTA (GG) Chanfro Bainita e Ferrita ---- Ferrita e Bainita Bainita com vestígios de Martensita Martensita Estes resultados mostram que independentemente do uso do pré e pós-aquecimento, a GGZTA quando soldada com baixa e média energia de soldagem, dá resultados satisfatórios da resistência ao impacto a -20ºC, melhores que os obtidos quando soldado com alta energia de soldagem como apresentados nas Tabelas 6 e 8. Tabela 8. Relação do ensaio Charpy com a variação do aporte calorífico, microestrutura e tamanho de grão do aço X80 de 19 mm de espessura. V K K Energia de Soldagem (J/mm) Energia (J) 0ºC Energia (J) -20ºC Energia (J) -40ºC Estrutura da GGZTA Tamanho de grão Baixa Média Alta 236 104 *** Ferrita e 246 184 *** Carbonetos com vestígios 236 *** *** de Martensita 100 107 *** 209 167 *** 192 116 *** *** 119 26 *** 42 19 *** 50 16 Ferrita e Carbonetos 25 µm 30 a 40 µm 50 µm Os resultados obtidos neste trabalho mostram que a metodologia empregada permite detectar a influência da estrutura metalúrgica e do tamanho de grão da GGZTA na resistência ao impacto da mesma. Tais resultados são resumidos na Tabela 8. Cuidados devem ser tomados no posicionamento do entalhe na região a grão grosseiro dado a estreita dimensão da mesma quando soldada a baixas energias, em que há sempre a possibilidade de se ter influência da ZF e/ou do metal de base, principalmente na propagação da ruptura; nesse caso, estaria se medindo a resistência ao impacto da junta soldada como um todo o que é também um bom resultado tecnológico. A maior largura da ZTA obtida quando da soldagem a alta energia, permite melhor controlar a colocação do entalhe na GGZTA, logo, uma melhor determinação da resistência ao impacto desta região. 5. Conclusões Os resultados obtidos no trabalho sobre a caracterização metalográfica das soldas multipasse do aço API5L X80 na condição de alta energia, permitem levar às seguintes conclusões: Em relação à ZF: 1. No passe de raiz, na região não recristalizada pelo segundo passe, os constituintes presentes foram a ferrita poligonal intragranular (PF (I)), ferrita de segunda fase alinhada (FS (A)) e ferrita acicular (AF). A região recristalizada apresenta mistura de grãos finos de ferrita e carbonetos. A dureza desta zona oscila em torno de

240 HV; este baixo valor de dureza está relacionado também com a menor quantidade de elementos de liga presentes no metal de adição (eletrodo revestido) utilizado em comparação ao empregado nos passes de acabamento (arame tubular). 2. Para o passe de acabamento, a ZF apresentou como constituintes ferrita de segunda fase não alinhada (FS (NA)) e ferrita com segunda fase alinhada, (FS (A)), sendo este último, de maior predominância. Esta zona apresentou maior dureza em toda junta soldada, da ordem de 280 HV. A maior dureza apresentada por esta zona é explicada considerando os constituintes acima mencionados como também pelo metal de adição utilizado, o qual possui maior quantidade de elementos de liga. 3. A ZF apresenta menores valores de energia de ruptura a -20ºC indicando com isto que os consumíveis utilizados não seriam adequados para o uso a baixas temperaturas quando se utiliza elevados aportes caloríficos. Em relação à ZTA: 4. Para os passes de raiz: A GGZTA apresentou como principal constituinte a ferrita de segunda fase não alinhada (FS (NA)) com um tamanho de grão de 42 micra exibindo dureza de 260 HV; Estes valores estão relacionados com o nível de energia de soldagem médio empregado (1740 J/mm). 5. Com relação à GGZTA dos passes de acabamento: Os constituintes obtidos nesta região foram a ferrita acicular (AF), ferrita poligonal intragranular (PF (I)) e ferrita de segunda fase alinhada (FS (A)) com o tamanho do antigo grão austenítico da ordem de 56 micra, dando uma dureza de 245 HV. Estes valores estão relacionados com o nível de energia de soldagem alto utilizado (2470 J/mm). 6. Em função dos diferentes níveis de energia utilizados, a dureza da GGZTA dos passes de raiz é maior que a da GGZTA dos passes de acabamento, o que está relacionado com o tamanho de grão correspondente. 7. A junta soldada não apresenta estrutura martensitica e nem o constituinte ferrita pro-eutetóide na ZF e ZTA. Isto indica o bom procedimento de soldagem utilizado, pois a presença deles é sinônimo de fragilização, o que não é desejável. 8. Os baixos valores de resistência ao impacto obtidos nos corpos de prova a -20ºC soldados com elevado aporte calorífico (arame tubular), estão relacionados com um maior tamanho de grão presente na referida zona e com uma estrutura de ferrita e carbonetos; com menores aportes caloríficos obteve-se tamanho de grão menor e em conseqüência, energia de impacto maior. A estrutura metalúrgica em todos os casos foi basicamente de ferrita e carbonetos. 6. Agradecimentos Os autores gostariam de expressar seu agradecimento à USIMINAS pelo fornecimento da chapa do aço API5L X80, ao CDTN (Centro de Desenvolvimento de Tecnologia Nuclear) pelo auxílio no ensaio Charpy; à ESAB pelo fornecimento dos consumíveis; ao LRSS do departamento de mecânica da UFMG onde foram feitas as soldas com FCAW robotizadas; ao Senai de João Monlevade por retificar nossos corpos de prova para Charpy; à ArcelorMittal Monlevade pelo apoio dado no laboratório metalográfico e ao CETEN pelo apoio logístico. 7. Referências [1] SANTOS NETO, N.F.; Caracterização de soldas em aços API5L X80 com diferentes arames tubulares e diferentes temperaturas de preaquecimento. Campinas, Faculdade de Engenharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas, 2003. Dissertação (Mestrado). [2] API5L 2000. Specification for Line Pipe. API Specification 5L Forth-second edition, January 2000.Washington, D.C, 2000. [3] ASTM E112. Standard Test Methods for Determining Average Grain Size. Disponível em:<http://materials.mcmaster.ca/faculty/malakhov/4l04/referencematerials/astm%20standards/astm%20e 112-10%20Average%20Grain%20Size.pdf> Acesso em 15 mar. 2014 [4] ARCE, A. R. C.; et al. Estudo da soldabilidade do aço API5L X80 na soldagem ao arco elétrico manual, mecanizado e robotizado. Conferência de Tecnologia de Soldagem e Inspeção Exposol, Rio de Janeiro, 2008. [5] COSTA, P. S.; ROCHA, R. S. C. Caracterização metalográfica de soldas depositadas em camadas sobre chapa de aço ARBL X80 utilizando o processo de soldagem robotizada com arame tubular. 2013.76f. Monografia. (Trabalho de conclusão de curso) - Universidade do Estado de Minas Gerais - Faculdade de Engenharia, João Monlevade. [6] MODENESI, P. J. Soldabilidade dos aços transformáveis. Belo Horizonte. Ed UFMG, 2010. [7] ARCE, A. R. C. Comparative study on the effects of electric arc processes (subaquatic and in air mechanized SMAW and robotic FCAW) in the weldability of the X80 steel. In: RIO PIPELINES 2009 CONFERENCE, 4., 2009, Rio de Janeiro. Anais.RJ. 22-24 de setembro de 2009. [8] MONTEIRO, L. S. Estudos de ciclos térmicos em juntas soldadas de Aços Alta Resistência Baixa Liga através do método In Situ. 2004.89f. Tese (Mestrado) Universidade Estadual de Campina, Faculdade de Engenharia Mecânica, Campinas.