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A INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA DE INTERPASSE NA TENACIDADE MARTENSITICO CA6NM PELO PROCESSO TIG DO METAL DE SOLDA NA MULTIPASSE DO AÇO INOXIDÁVELTRANSCRIPT
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RUIMAR RUBENS DE GOUVEIA
A INFLUNCIA DA TEMPERATURA DE INTERPASSE NA TENACIDADE DO METAL DE SOLDA NA SOLDAGEM MULTIPASSE DO AO INOXIDVEL MARTENSITICO CA6NM PELO PROCESSO TIG
CURITIBA
2008
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RUIMAR RUBENS DE GOUVEIA
A INFLUNCIA DA TEMPERATURA DE INTERPASSE NA TENACIDADE DO METAL DE SOLDA NA SOLDAGEM MULTIPASSE DO AO INOXIDVEL MARTENSITICO CA6NM PELO PROCESSO TIG
Dissertao apresentada como requisito para
obteno do grau de Mestre em Engenharia
Mecnica do Programa de Ps-Graduao de
Engenharia Mecnica da Universidade Federal
do Paran, na rea de concentrao
Manufatura.
Orientador: Eng. Prof. Dr. Paulo Csar
Okimoto
CURITIBA
2008
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AGRADECIMENTOS
Ao orientador Professor Paulo Csar Okimoto pela orientao, estmulo e
apoio para a realizao deste trabalho.
Ao Eng MSc. Andr Ricardo Capra e o Instituto de Tecnologia para o
Desenvolvimento, LACTEC, pela cooperao, utilizao dos laboratrios e suporte
financeiro dado para a realizao desta pesquisa.
Ao Programa de Ps Graduao de Engenharia Mecnica (PG-Mec), Setor de
Tecnologia da Universidade Federal do Paran, nas pessoas de seus Professores
do Departamento de Engenharia Mecnica, funcionrios e Coordenador do
Mestrado, pela oportunidade de realizao desta pesquisa.
Aos amigos da Coordenao de Mecnica da UTFPR Campus Ponta Grossa.
Aos amigos Bernhard, Edson Hiromassa Takano e Edson Okimoto pela
amizade, apoio e pelos momentos de descontrao.
Aos companheiros de viagem Csar e Anderson.
Aos amigos Joceli e Evandro que muito me ajudaram na realizao deste
trabalho.
A todos aqueles que, direta ou indiretamente, contriburam para o
desenvolvimento deste trabalho.
minha esposa, meu filho, e famlia, pelos incentivos em todos os momentos
deste trabalho.
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RESUMO
Turbinas hidrulicas podem apresentar diversos problemas, porm, dois deles so
mais comuns e considerados crticos. Devido ao seu modo de funcionamento, estas
turbinas esto sujeitas eroso por cavitao e ao trincamento em regies de alta
concentrao de tenses. Considerando as aplicaes de reparo de turbinas
hidrulicas, h grande interesse em desenvolver procedimentos de soldagem que
evitem os tratamentos trmicos ps-soldagem (TTPS). O presente trabalho busca
analisar a influncia da temperatura de interpasse na tenacidade do metal de solda
na soldagem multipasse do ao inoxidvel martensitico CA6NM pelo processo TIG
utilizando varetas AWS 410NiMo. Os resultados mostram que existe uma influncia
da temperatura de interpasse na tenacidade do metal de solda e os nveis de
temperatura de interpasse utilizados influenciaram significativamente as
propriedades das juntas soldadas.
Palavras-chave: CA6NM. Temperatura de interpasse. Tenacidade.
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ABSTRACT
Hydraulic turbines can present diverse problems, however, two of them more
common and are considered critical. Due to its way of functioning, these turbines are
subjected to the erosion by cavitation and the cracking in regions of high
concentration of tensions. Considering the applications of repair of hydraulical
turbines, it has great interest in developing welding procedures that prevent the Post
Weld Heat Treatment (PWHT). The present work searchs to analyze the influence of
the temperature of interpasse in the tenacity of the weld metal in the welding
multipass of the martensitic stainless steel CA6NM for the process TIG using rods of
AWS410NiMo. The results show that an influence of the temperature exists of
interpasse in the tenacity of the weld metal and the levels of temperature of
interpasse used had significantly influenced the properties of the welded meetings.
Key-words: CA6NM. Temperature of interpasse. Tenacity.
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LISTA DE FIGURAS Figura 2.1. rea afetada por cavitao.......................................................................16
Figura 2.2. Trinca em turbina tipo Pelton....................................................................17
Figura 2.3. Diagramas de equilbrio pseudo-binrio Fe-Cr para diferentes percentuais
de carbono...................................................................................................................24
Figura 2.4. Diagrama de fases ferro-cromo-nquel, para razo cromo/nquel igual a
3:1................................................................................................................................25
Figura 2.5. Variao das temperaturas do eutetide em funo da concentrao em
peso dos elementos de liga Ti, Mo, Si, W, Cr, Mn, Ni ................................................26
Figura 2.6. Diagrama TRC de um ao CA6NM, mostrando sua alta
temperabilidade...........................................................................................................27
Figura 2.7. Variao das temperaturas de transformao Ac1, Ac3 e Ms.................29
Figura 2.8. Influncia da temperatura de revenimento na tenso de escoamento
(0,2), tenso mxima (TS) e energia de impacto (EI) do ao martenstico macio com 12Cr/6Ni/1,5Mo/0,04C.........................................................................................30
Figura 2.9. Dureza mxima do metal de solda na condio como soldado em funo
do teor de C.................................................................................................................36
Figura 2.10. Regio do arco na soldagem GTAW ........................................................38
Figura 2.11. Comportamento das transformaes durante o resfriamento da solda e
subseqente tratamento trmico posterior. ................................................................39
Figura 3.1. Representao esquemtica do planejamento experimental adotado no
trabalho........................................................................................................................42
Figura 3.2. Dimenses da junta utilizada em mm.......................................................46
Figura 3.3. Dispositivo para soldagem........................................................................46
Figura 3.4. Esquema do seccionamento dos corpos de prova para macro, e
metalografia e ensaio de tenacidade ao impacto dimenso em mm. ........................48
Figura 3.5. Regies de medio da microdureza .......................................................49
Figura 4.1. Macrografias corpos de prova segundo a temperatura de interpasse.....51
Figura 4.2. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de
interpasse de 80 C.....................................................................................................53 Figura 4.3. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de
interpasse de 150 C...................................................................................................54
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Figura 4.4. Efeito da sobreposio do ltimo cordo na soldagem realizadas com
temperatura de interpasse de 80 e 150 C. ................................................................55 Figura 4.5. Tamanho comparativo dos gros na regio do corpo de prova de onde foi
retirada a amostra para ensaio Charpy. .....................................................................57
Figura 4.6. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de
interpasse de 400 C...................................................................................................58 Figura 4.7. Teste passe TIG. ......................................................................................59
Figura 4.8. Passe TIG energia de soldagem 0,93 KJ/mm..........................................62
Figura 4.9. Passe TIG energia de soldagem de 0,41 KJ/mm.....................................63
Figura 4.10. Perfil de dureza com diferentes nveis de aporte trmico sobre o corpos
de prova Charpy, da temperatura de interpasse de 400 C. ......................................64 Figura 4.11. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de
80 C............................................................................................................................66 Figura 4.12. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de
150 C..........................................................................................................................67 Figura 4.13. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de
400 C..........................................................................................................................68 Figura 4.14. Microdurezas para diferentes temperaturas de interpasse nas trs
regies dos corpos de prova.......................................................................................70
Figura 4.15. Microdureza mdia das temperaturas de interpasse .............................71
Figura 4.16. Macrografia e MEV da superfcie de fratura das peas do ensaio Charpy
para as temperaturas de interpasse de 80, 150 e 400 C..........................................73 Figura 4.17. Grfico de tenacidade.............................................................................75
Figura 4.18. Grfico ensaio charpy.............................................................................75
Figura 4.19. Faixa usual de valores de tenacidade ao impacto obtidos em ensaios de
Charpy com entalhe em V no ao inoxidvel martenstico macio ASTM A 743
CA6NM. .......................................................................................................................77
Figura 4.20. Contrao Lateral (%).............................................................................77
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LISTA DE TABELAS
Tabela 1. Localizao das turbinas fabricadas com o ao CA-6NM utilizadas pela
COPEL ........................................................................................................................12
Tabela 2.1. Composio Qumica...............................................................................21
Tabela 2.2. Propriedades propriedades fsicas e mecnicas tpicas do ao fundido
CA-6NM.......................................................................................................................21
Tabela 2.3. Propriedades mecnicas e teor de C do metal de solda, obtidos com o
arame ER 410NiMo com temperatura de interpasse de 130 C ................................33 Tabela 3.1. Composio qumica do ao ASTM A 743 CA-6NM fornecido pela
VOITH..........................................................................................................................43
Tabela 3.2. Composio qumica da vareta ER 410NIMO.........................................43
Tabela 3.3. Temperaturas de pr-aquecimento e interpasse utilizadas...........................44
Tabela 3.4. Parmetros de soldagem utilizados segundo as faixas de interpasse
utilizadas......................................................................................................................45
Tabela 3.5. Composio e condies de uso dos ataques qumicos......................48
Tabela 4.1. Parmetros adotados para reaquecimento TIG em Charpy a 400 C ...59 Tabela 4.2. Valores obtidos atravs dos ensaios de tenacidade ao impacto
(Charpy V) dos corpos de prova do metal de solda 410NiMo .................................72
Tabela 4.3. Composio qumica metal de solda.......................................................72
Tabela 4.4. Comparativo de tenacidades do metal de solda......................................76
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SUMRIO
1. INTRODUO.....................................................................................................11
1.1. OBJETIVO GERAL ..........................................................................................14
1.2. OBJETIVO ESPECFICO.................................................................................14
2. REVISO BIBLIOGRFICA ................................................................................15
2.1. TURBINAS HIDRULICAS..............................................................................15
2.2. DANOS OBSERVADOS NAS TURBINAS HIDRULICAS.............................15
2.2.1. DANOS PROVOCADOS PELA CAVITAO..............................................16
2.2.2. DANOS PROVOCADOS POR TRINCAS ....................................................17
2.3. MATERIAIS UTILIZADOS NA FABRICAO .................................................17
2.4. PROCEDIMENTOS DE REPARO ...................................................................18
2.5. PREPARAO DA SUPERFCIE....................................................................20
2.6. AO ASTM A 743 CA6NM ...........................................................................20
2.7. METALURGIA DA SOLDAGEM DE AOS INOXIDVEIS
MARTENSTICOS MACIOS CA6NM..........................................................................22
2.8. TRATAMENTO TRMICO...............................................................................29
2.9. SOLDABILIDADE DO AO CA6NM................................................................31
2.10. INTRODUO A SOLDAGEM POR FUSO ..............................................37
2.10.1. PROCESSOS DE SOLDAGEM A ARCO ....................................................37
2.10.1.1. O PROCESSO DE SOLDAGEM TIG (GTAW)........................................37
2.10.1.2. AS VARIVEIS DO PROCESSO DE SOLDAGEM..................................38
2.11. TEMPERATURA DE PR-AQUECIMENTO E INTERPASSE ....................39
3. METODOLOGIA ..................................................................................................41
3.1. PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL ...............................................................41
3.2. MATERIAIS ......................................................................................................43
3.2.1. EQUIPAMENTOS UTILIZADOS ..................................................................43
3.2.2. METAL DE BASE .........................................................................................43
3.2.3. METAL DE ADIO.....................................................................................43
3.3. SOLDAGEM DAS CHAPAS DE TESTE..........................................................44
3.4. ENSAIOS..........................................................................................................47
3.4.1. ENSAIOS METALOGRFICOS....................................................................47
3.4.1.1. MACROGRAFIA .......................................................................................47
3.4.1.2. METALOGRAFIA ......................................................................................47
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3.4.2. ENSAIO DE MICRODUREZA.......................................................................49
3.4.3. ENSAIO DE TENACIDADE AO IMPACTO (CHARPY ENTALHE V) ..........50
4. RESULTADOS E DISCUSSO.............................................................................51
4.1. ANLISE METALOGRFICA DO METAL DEPOSITADO..............................51
4.1.1. EFEITO DAS TEMPERATURAS DE INTERPASSE 80 E 150 C................52 4.1.2. TEMPERATURA DE INTERPASSE 400 C .................................................58 4.1.3 PASSE TIG ........................................................................................................59
4.2. FERRITA DELTA .............................................................................................65
4.3. ENSAIOS MECNICOS ..................................................................................69
4.3.1. MICRODUREZA ...........................................................................................69
4.3.2. TENACIDADE AO IMPACTO (CHARPY ENTALHE V)...............................72
5. CONCLUSO E SUGESTES ...........................................................................79
6. REFERNCIAS....................................................................................................80
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1. INTRODUO
A produo de energia eltrica no Brasil possui uma predominncia Hidrulica
(92%). O potencial hidrulico a ser explorado de grande envergadura, em torno de
206.992 MW e nos ltimos anos tem-se observado um crescimento mdio da
demanda em torno de 5%, sendo que em algumas regies este crescimento chega a
20%.
Para atender este aumento da demanda, as usinas instaladas tm operado
em seus limites mximos, o que tem contribudo para um incremento de ocorrncia
de cavitao nas turbinas hidrulicas.
Levantamentos efetuados pelo CEPEL (Centro de Pesquisa de Energia
Eltrica da Eletrobrs) em 2006 , mostraram que os gastos com a recuperao das
turbinas hidrulicas no Brasil foram da ordem de US$ 13,000,000.00 (treze milhes
de dlares), isto considerando apenas despesas com mo-de-obra e materiais
empregados nos reparos.
Os danos causados pela cavitao em componentes de turbinas hidrulicas
tem envolvido no apenas custos elevados de reparo, mas considervel perda de
energia gerada por indisponibilidade das mquinas, limitao da flexibilidade
operacional do sistema e reduo da vida til dos equipamentos afetados.
Procurando a minimizao deste problema, diversos estudos vm sendo
realizados, nas reas de desenvolvimento de novos materiais para a construo de
rotores e recuperao de regies cavitadas, alm de processos de soldagem
adequados [1].
Com o desenvolvimento de materiais mais adequados, a partir da dcada de
80 as turbinas hidrulicas passaram a ser fabricadas, com o ao CA6NM. Este
material classificado pela ASTM como um ao inoxidvel martenstico macio e
possui propriedades mecnicas adequadas ao tipo de solicitao imposta s
turbinas, sendo atualmente o mais largamente utilizado na fabricao deste tipo de
equipamento. Atualmente a Companhia Paranaense de Energia (COPEL) possue as
seguintes Usinas Hidreltricas equipadas com turbinas fabricadas com o ao
CA6NM listadas na Tabela 1.
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Tabela 1. Localizao das turbinas fabricadas com o ao CA-6NM utilizadas pela COPEL
Usina Hidreltrica Ano de Construo Potncia Nmero de turbinas
Tipo
Governador Jos Richa 1999 1240 MW 4 Francis Governador Parigot de Souza 1971 260 MW 4 Pelton Chamin 1930 18 MW 2 Pelton Foz Chopim 1961 1,8 MW 2 Kaplan Santa Clara 2005 118 MW 2 Francis Fundo 2005 118MW 2 Francis
De um modo geral para a fabricao de turbinas utiliza-se os aos
martensticos, com a adio de nquel melhorando assim a sua resistncia a
corroso e cavitao como tambm a dureza. Devido ao baixo teor de carbono tem-
se uma melhor resistncia a trincas e uma boa soldabilidade.
Os aos inoxidveis martensticos possuem a tendncia de formarem uma
martensita dura e frgil na zona termicamente afetada (ZTA) e no metal de solda que
os torna difceis soldar com sucesso sem trincas frio. Para assegurar a mnima
tenso residual aps a solda, necessrio realizar um pr-aquecimento e um
tratamento trmico posterior. As temperaturas de pr-aquecimento ficam em torno
de 200-320C e esta temperatura deve ser mantida durante a soldagem. A
temperatura mxima para interpasse no deve exceder a 350C devido ao risco de
fragilizao que pode ocorrer entre 370-450C. Mantendo-se a temperatura entre
150-200C imediatamente aps a soldagem evita-se a concentrao de tenso na
soldagem facilitando a difuso do hidrognio para fora da solda. O tratamento
trmico posterior deve ser realizado imediatamente depois que a solda atingir pelo
menos a temperatura de 150C e para o alvio de tenses em 580-600C e para o
recozimento pleno 840-900C; em ambos os casos seguido de um resfriamento ao
ar a partir de 590C.
Na recuperao por soldagem das ps, nas regies com desgaste
ocasionado pelo fenmeno de cavitao ou pela presena de trincas, tais
tratamentos so de difcil realizao no local [2].
A diferena entre os valores da tenso de escoamento e dureza entre o metal
de solda e o metal base pode gerar alteraes no campo de tenses e de
deformao na ponta da trinca, se comparado com o caso de um material
homogneo. Tal diferena entre as propriedades mecnicas do metal base e do
metal de solda pode causar uma elevao nas tenses ou deformaes nas regies
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de menor tenacidade e diminuir a resistncia fadiga da junta soldada havendo a
fratura catastrfica dos rotores das turbinas [3].
O desenvolvimento de processos de soldagem sem tratamento trmico
posterior adequado de extrema importncia, visando obteno de valores de
tenacidade o mais prximo dos valores obtidos quando do tratamento trmico ps-
soldagem.
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1.1. OBJETIVO GERAL
Desenvolver procedimentos que auxiliem no reparo de turbinas hidrulicas
que evitem os tratamentos trmicos ps-soldagem.
1.2. OBJETIVO ESPECFICO
Avaliar as propriedades mecnicas de tenacidade e microdureza do metal
depositado 410NiMo controlando as temperaturas de interpasse de 80, 150 e 400 C
no ao inoxidvel martenstico macio ASTM A 743 CA6NM.
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2. REVISO BIBLIOGRFICA
2.1. TURBINAS HIDRULICAS
As centrais hidreltricas utilizam turbinas hidrulicas para gerar a eletricidade.
A energia da queda da gua convertida em energia mecnica til enquanto flui
atravs da turbina. A rotao da turbina no eixo do rotor do gerador eltrico converte
a energia mecnica na energia eltrica, que fornecida ento aos consumidores. O
princpio e as caractersticas de funcionamento das turbinas so determinadas pela
forma e pelo arranjo da passagem do fluxo. A entrada do fluxo, a turbina, e o
mecanismo de descarga do fluxo so os trs elementos principais na operao de
turbinas hidrulicas.
As turbinas hidrulicas podem ser divididas em dois tipos principais; turbinas
de reao e turbinas de impulso. As turbinas de reao so do tipo turbinas de
presso que usam a diferena da presso entre ambos os lados das lminas da
turbina, e as turbinas de impulso usam os jatos de gua de alta velocidade dirigidos
para as conchas encontradas no permetro da turbina. As turbinas de reao
encontram-se geralmente submersas na gua, enquanto que as turbinas de impulso
giram no ar. As turbinas de reao podem utilizar a energia da presso da gua que
corre atravs da turbina assim como sua energia cintica, as turbinas de impulso
podem somente utilizar a energia cintica [4].
2.2. DANOS OBSERVADOS NAS TURBINAS HIDRULICAS
Turbinas hidrulicas podem apresentar diversos problemas, porm, dois deles
so mais comuns e considerados crticos. Devido ao seu modo de funcionamento,
as turbinas hidrulicas esto sujeitas eroso por cavitao e ao trincamento em
regies de alta concentrao de tenses. Tanto a cavitao quanto as trincas que
ocorrem nas turbinas devem ser reparadas, para evitar uma falha que poderia
danific-las ou mesmo inutiliz-las.
o aparecimento de trincas em regies da turbina onde h concentrao de tenses.
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2.2.1. DANOS PROVOCADOS PELA CAVITAO
Os danos cavitacionais so uma forma de degradao mecnica resultado da
exposio de um material cavitao. Este dano pode incluir a perda de material, a
deformao da superfcie, mudanas nas propriedades, e mudanas na aparncia.
A cavitao um dos problemas mais graves em uma turbina hidrulica
quando sujeita a exposio contnua cavitao, resultando na perda progressiva
de material da superfcie.
Quando uma turbina hidrulica operada sob circunstncias severas de cavitao,
as superfcies erodem-se rapidamente nos lugares onde as bolhas de gs colidem.
Trincas por fadiga podem aparecer em reas microscopicamente pequenas
causadas pelo carregamento devido sucessiva eroso do ao. Os esforos de
fadiga geram uma rede de trincas e estas pequenas partculas eventualmente unem-
se, aparecendo na superfcie do metal na forma semelhante de uma esponja ou
pits (Figura 2.1).
Em componentes simtricos como as turbinas, o padro de dano pode repetir-
se em posies idnticas. As superfcies afetadas podem ser pontuais ou extensas,
dependendo da rea afetada pela cavitao. A extenso do dano pode variar de
tamanho e relativa, tanto pode aparecer em um curto perodo de tempo ou aps
muitos anos de servio.
Para reparar o dano da eroso causado pela cavitao nas turbinas, exigem-
se reparos freqentes em intervalos regulares, utilizando-se o processo de
soldagem.
Figura 2.1. rea afetada por cavitao.
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2.2.2. DANOS PROVOCADOS POR TRINCAS
As trincas normalmente aparecem nas regies de engastamento das ps com
a coroa da turbina, podendo atingir vrios centmetros, conforme mostrado na figura
2.2. Elas so extremamente perigosas, pois podem crescer de forma instvel,
comprometendo a utilizao do equipamento. Devem, portanto, ser reparadas assim
que identificadas para evitar falhas catastrficas que inviabilizem o funcionamento do
equipamento.
Figura 2.2.Trinca em turbina tipo Pelton.
2.3. MATERIAIS UTILIZADOS NA FABRICAO
Os materiais comumente utilizados na fabricao de componentes so os
seguintes:
Ao ao carbono fundido pode ser usado para as turbinas, comportas, palhetas reguladoras, os anis de descarga e os anis de fixao nas reas de baixa
cavitao.
Ao inoxidvel martensitico fundido geralmente usado para fabricao de turbinas e as palhetas reguladoras. Este material tem uma resistncia cavitao
que comparvel ao do ao inoxidvel 304.
Aos inoxidveis austenticos so usados igualmente para a fabricao das turbinas e as palhetas reguladoras. As peas fundidas podem ser facilmente
soldadas no local e possuem uma boa resistncia a corroso. Os aos
austenticos podem custar mais que os martensticos devido ao elevado teor de
nquel presente em sua composio.
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Camadas de ao inoxidvel austentico 308 ou 309 (geralmente 3 milmetros de espessura) depositados sobre o ao ao carbono nas reas em que h elevado
dano provocado pela cavitao, podem fornecer resistncia cavitao
equivalente ao ao inoxidvel fundido.
A seleo de materiais que resistam ao dano cavitacional exige
essencialmente que os mesmos possuam uma dureza elevada, ductilidade
adequada e boas propriedades de fadiga.
Os aos carbono podem ser revestidos com aos inoxidveis e ter elevada a
sua resistncia cavitao e corroso. Aos martensticos endurecidos por
precipitao e os auteniticos oferecem a melhor combinao de propriedades. As
ligas de nquel tais como Monel e as ligas a base de cobalto tais como Stellite tm
uma excelente resistncia corroso e a cavitao.
2.4. PROCEDIMENTOS DE REPARO
O reparo de danos causados pela eroso da cavitao uma parte essencial
de um programa de manuteno de uma hidreltrica . Se a inspeo e os reparos
necessrios no so realizados em tempo oportuno, a taxa de dano cresce
rapidamente deteriorando a superfcie do metal, tendo por resultado reparos mais
demorados e mais caros. Todas as peas que compem a turbina devem ser
inspecionadas e uma deciso deve ser tomada a respeito da profundidade e
extenso da eroso por cavitao antes que os reparos sejam realizados. A
preparao de reas danificadas feita geralmente a pelo menos 3 mm de
profundidade, a mxima profundidade permitida para uma eroso por cavitao de
10 mm que pode ser reparada com dois passes de solda [5]. Os reparos extensivos
nas lminas da turbina podem causar distoro e acumulo de tenso, tendo como
resultado o aparecimento de trincas em reas de elevado esforo. Se os reparos no
so realizados corretamente, danos induzidos pela cavitao podem ocorrer, e
possivelmente conduzir a uma reduo na eficincia da turbina. A inspeo pode
identificar a causa do dano provocado pela cavitao e as etapas apropriadas
devem ser tomadas para abrand-lo. Cada reparo deve ser avaliado de forma
individual e deve ser levado em conta fatores tais como da mo de obra, materiais,
secagem da unidade para obter o acesso turbina, o rendimento perdido durante a
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indisponibilidade e o perodo de tempo entre os reparos. Se uma deciso tomada
para a realizao dos reparos necessrio determinar a extenso destes.
Dependendo da extenso, vrios mtodos para reparo esto disponveis e
incluem:
O uso de metal de solda para encher a rea danificada. Este geralmente o mtodo mais comum e o mais bem sucedido de reparo; entretanto, os reparos
repetidos que acumulam tenses residuais na turbina devem ser evitados.
Restaurao da turbina deve ser realizado usando consumveis de soldagem com
elevada resistncia a cavitao.
Soldagem de placas sobre a rea danificada. Geralmente, isto somente apropriado para as sees que esto sujeitas a um baixo esforo e onde
condies cclicas mnimas de vibrao. Este mtodo no recomendado para as
turbinas de ao inoxidvel a menos que se desejem mudanas no perfil.
Cortar a rea danificada e soldar uma nova seo. Este mtodo deve somente ser usado em estgios muito severos e avanado de dano causado pela
cavitao, como nos casos onde o dano esta localizado nas lminas da turbina. A
penetrao total da solda deve ser exigida, no caso dos aos inoxidveis
martensticos procura-se usar o tratamento trmico posterior. A inspeo
imperativa durante estes reparos e deve ser tomada para evitar a distoro. Este
o mtodo o mais caro de reparo e nem sempre pode ser possvel realiza-lo no
local.
Os reparos na turbina podem no ter sucesso a menos que a intensidade da
cavitao seja reduzida. A modificao do perfil pode ser um mtodo pratico de
resolver problemas causados pela cavitao como uma alternativa a substituio da
turbina.
As modificaes devem ser feitas com cuidado usando moldes para a verificao
dimensional porque toda mudana de perfil altera a caracterstica de funcionamento
da turbina
As modificaes podem incluir o seguinte:
Remodelao de arrasto da borda; Modificao do perfil; Proviso de aletas anti-cavitao.
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2.5. PREPARAO DA SUPERFCIE
A preparao adequada da rea danificada antes da soldagem essencial a
fim de evitar a repetio futura deste reparo. A preparao de superfcie deve ser
uniforme e estender-se at 13 milmetros alm da regio danificada. A rea
preparada deve ser inspecionada visualmente a procura de defeitos, caso
necessrio utilizar o ensaio de partculas magnticas ou lquidos penetrantes.
2.6. AO ASTM A 743 CA6NM
O ao CA-6NM foi desenvolvido na Sua nos anos sessenta e continua
sendo aprimorado, para atender novas exigncias nas propriedades mecnicas, ou
seja, aumentar a vida til das peas em meios agressivos [6].
Este ao fundido uma substituio para muitas aplicaes da liga CA-15
(AISI 410). Ambas as ligas caracterizam-se por apresentarem uma estrutura
martenstica. Contudo, o CA-6NM apresenta propriedades de resistncia eroso
por cavitao, resistncia corroso sob tenso em meios cidos, soldabilidade
superior o que facilita os reparos em peas, reduzindo assim o custo final [3].
Os aos inoxidveis fundidos so classificados pelo Alloy Casting Institute
(ACI) de acordo com sua utilizao e composio qumica [7].
A primeira letra da denominao do ao CA-6NM refere-se a sua resistncia
em meios corrosivos (C). A segunda letra indica nominalmente os teores de cromo e
nquel. Com o correspondente aumento do teor de nquel, a designao alterada
de A a Z. Os nmeros que seguem as duas primeiras letras indicam o teor mximo
de carbono (% x 100). Por ltimo, as letras subseqentes, correspondem primeira
letra dos elementos de liga presentes no material, neste caso, nquel (N) e
molibdnio (M).
Segundo a norma ASTM A 743-93 [7], o ao CA6NM um ao resistente
corroso com 13% de cromo, ligado ao nquel e molibdnio e contendo no mximo
0,06% de carbono. A Tabela 2.1 mostra as faixas permissveis de composio
qumica para o ao CA-6NM de acordo com a norma ASTM A 743-98[7], enquanto
a Tabela 2.2 apresenta algumas propriedades fsicas e mecnicas tpicas deste ao,
o qual tem condutividade trmica cerca de 45% do ao carbono, coeficiente linear de
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expanso trmica ligeiramente menor e resistividade eltrica em torno de cinco
vezes maior.
Tabela 2.1. Composio Qumica nominal segundo a norma ASTM A743-743M [7]
C
mx
Mn
mx
Si
mx
S
mx
P
mx
Ni Cr Mo
0,06 1,00 1,00 0,03 0,04 3,50 4,50 11,50 14,00 0,04 1,00
Tabela 2.2: Propriedades Propriedades Fsicas e Mecnicas tpicas do ao fundido CA-6NM [8]
A dificuldade associada fundio de turbinas hidrulicas em uma pea nica
levou ao desenvolvimento de peas soldadas, como o caso das ps que so
soldadas no rotor.
Os metais de adio utilizados na soldagem apresentam composio qumica
similar ao do material base, sendo que o procedimento de soldagem prev um
preaquecimento a 150C da estrutura e temperatura interpasse de 180 C para
minimizar os problemas gerados pela solubilizao de hidrognio.
-
22
Um tratamento trmico ps-soldagem, TTPS, de revenimento realizado com
temperaturas na faixa de 600 C. Este tratamento trmico apresenta srias
complicaes quando aplicado na reparao da pea em campo quer seja aps o
reparo por soldagem de reas erodidas por cavitao, ou devido formao de
trincas.
A pea no pode ser retirada para ser realizado tratamento trmico por horas
a 600C, porm o pr-aquecimento a 150 C pode ser realizado [9].
Destaca-se ainda a dificuldade de remoo de grandes componentes exigindo
procedimentos de soldagem adequados a fim de minimizar a introduo de tenses
residuais sobre estes.
2.7. METALURGIA DA SOLDAGEM DE AOS INOXIDVEIS MARTENSTICOS MACIOS CA6NM
O ao CA-6NM uma liga Fe-Cr-Ni-Mo com baixo teor de carbono, o que
ocasiona um estreitamento do campo austentico, fazendo com que a ferrita delta,
que prejudicial s propriedades mecnicas, seja estvel em temperaturas mais
baixas. Esta estabilidade favorece uma maior frao de ferrita delta fique retida na
matriz martensita aps tmpera [10]. O baixo teor de carbono aumenta a
soldabilidade e reduz a possibilidade de trincas.
A presena de Ni compensa o efeito do baixo teor de carbono, fazendo o
campo austentico expandir novamente, melhorando substancialmente as
propriedades mecnicas e a resistncia ao impacto [11].
As equaes abaixo como sugeridas por Folkhard [23], para aos inoxidveis
martensticos macios, permitem estimar as temperaturas de incio e final da
transformao martenstica Ms e Mf, em funo dos elementos de liga Ni, Cr, C e
Mn.
(1) Ms = 492 12 x %C - 65,5x %Mn - 10x %C r- 29x %Ni (2) Ms - Mf = 150 C
Nota-se pela equao (1) acima, a expressiva influncia do carbono,
mangans e nquel na reduo da temperatura Ms. Atravs da equao 2, pode-se
observar que o intervalo de temperatura inicial e final da transformao martenstica
constante e igual a 150 C [12].
-
23
O molibdnio na liga aumenta o passivao, melhora a resistncia em cido
sulfrico, sulfuroso, fosfrico e clordrico [13]. Porm, ferritizante e deve ser
compensado com a adio de elementos de liga austenitizantes para impedir a
estabilizao da ferrita delta [14].
Esforos tm sido feitos para reduzir a quantidade de nquel e substitu-lo por
outros estabilizadores da austenita, como por exemplo, o nitrognio que mais
austenitizante do que o nquel e no diminui tanto as temperaturas Ms e Mf [13].
A figura 2.3 mostra a variao do diagrama de fases de uma liga Fe-Cr em
funo do teor de carbono presente na mesma. medida que o teor de carbono
cresce, o campo austentico expandido, permitindo um aumento no teor de cromo
(ferritizante) at um valor tal, que possa ocorrer a austenitizao completa e
posteriormente a tmpera. A figura 2.3b mostra que para um teor de carbono de
0,1%, o cromo no pode exceder a 13% para que ocorra a austenitizao e em
seguida a tmpera com a formao de martensita.
-
24
Figura 2.3. Diagramas de equilbrio pseudo-binrio Fe-Cr para diferentes percentuais de carbono: [15] (a) 0,05%C (b) 0,1%C (c) 0,2%C (d) 0,4%C. Neste diagrama kc, k1 e k2 so os carbonetos (Cr,Fe)3C, (Cr,Fe)23C6, e (Cr,Fe)7C3, respectivamente.
-
25
O efeito combinado de cromo e nquel na temperatura de transformao em um sistema com razo entre Cr/Ni de 3:1, observado na Figura 2.4.
Figura 2.4. Diagrama de fases ferro-cromo-nquel, para razo cromo/nquel igual a 3:1 [16].
Os aos inoxidveis martensticos macios solidificam a partir de cristais de
ferrita . A transformao de ferrita em austenita tem incio prximo a 1300 C e se completa por volta de 1200 C.
Devido s altas taxas de resfriamento que ocorrem durante as operaes de
soldagem, pequenas quantidades de ferrita so super-resfriadas durante a transformao de ferrita em austenita .
De forma similar, a transformao austenita em martensita leva a microestrutura a apresentar pequena quantidade de austenita retida, entre 1 a 20%,
devido s taxas de resfriamento durante o processo de soldagem e a baixa
temperatura de transformao martenstica (Ms) (efeito da adio de nquel liga),
entre 200 e 250 C.
-
26
Portanto, as unies soldadas de aos inoxidveis martensticos macios do
tipo CA6NM, na condio como soldada, apresentam estrutura martenstica macia
com pequenas quantidades de austenita retida e ferrita [9]. Comparativamente ao ao carbono, onde a ferrita delta estvel entre 1534 e
1390 C, aproximadamente [17], verifica-se que para a liga 13%Cr/4%Ni, o balano
desta composio tal que o efeito do cromo em abaixar o campo de temperatura
da ferrita delta maior do que o do Ni em aument-lo.
Nota-se tambm, atravs da Figura 2.3, a estreita faixa de solidificao
(Lquido + Fase ) de aproximadamente 30 C, a qual, como mencionado anteriormente, propicia menores defeitos provenientes da solidificao. As
temperaturas inicial (Ac3) e final (Ac1) da transformao austenitica ocorrem,
aproximadamente, a 720 e 630 C, respectivamente. Este abaixamento da
temperatura Ac1, em relao aos aos de baixo carbono, se deve influncia mais
significativa do Ni em abaixar Ac1 do que a do Cr em aument-lo, como observado
na figura 2.5 [18].
Figura 2.5. Variao das temperaturas do eutetide em funo da concentrao em peso dos elementos de liga Ti, Mo, Si, W, Cr, Mn, Ni [18].
-
27
O decrscimo contnuo da temperatura em condies de equilbrio, a partir do
campo austentico at a temperatura ambiente, resultar na formao de fase alfa.
Contudo, para se atingir as condies de equilbrio, como pode ser observado pelo
diagrama TRC (transformao no resfriamento contnuo) da figura 2.6 [19], a
velocidade de resfriamento deve ser extremamente lenta, sendo que mesmo num
resfriamento de aproximadamente 26 horas, no h formao de outro
microconstituinte (ferrita, perlita, bainita), alm de martensita.
Figura 2.6. Diagrama TRC de um ao CA6NM, mostrando sua alta temperabilidade [19].
A alta temperabilidade destes aos deve-se principalmente presena de
nquel e cromo e permite que peas de grandes seces, de at 1,0 metro de
dimetro, formem martensita em seu ncleo com resfriamento ao ar [19].
importante ressaltar que a limitao do diagrama de equilbrio
pseudobinrio no uso direto para o ao CA6NM decorre de dois fatores. O primeiro
deve-se excluso de elementos como (C, Mo, P, S, Cu, N) do diagrama. Neste
-
28
caso, outras fases poderiam ser formadas, mesmo em pequenas porcentagens, e
exercer influncias significativas nas propriedades mecnicas. Alm disto, as
principais microestruturas aps resfriamento do ao CA6NM tambm no so
observadas no diagrama de equilbrio. Um exemplo claro a martensita, que como
outras fases, como o M23C6, M7C3 e M2C, podem ser previstas em diagrama de
transformaes que inclua o tempo como varivel, como os diagramas isotrmicos e
os de transformao em resfriamento contnuo. O segundo resulta das variaes das
temperaturas de transformaes de fases que tambm so afetadas pela presena
de outros elementos de liga. Esta influncia, nos aos CA6NM, pode ser observada
tanto pela variao dos limites da faixa de temperatura onde a ferrita delta estvel,
quanto pela variao de Ac1 de Ac3. Quanto primeira variao, verifica-se que a
adio de elementos de liga como o cromo, o silcio e o molibdnio, faz com que
diminuam os limites da faixa de temperatura onde a ferrita delta estvel, ao passo
que elementos de liga como o Ni e Mn fazem com que estes aumentem. O balano
destes elementos, nos aos CA6NM, tal que, em condio de equilbrio, o incio e
trmino da transformao da ferrita austenita, se situe em aproximadamente 1300 e 1200 C, respectivamente [16]. A queda do campo da ferrita delta para
temperaturas mais baixas, e, sobretudo, devido cintica de transformao
(principalmente dos elementos alfagnicos), propicia que maiores teores de ferrita
delta no se transformem em austenita e permaneam retidas aps resfriamento
temperatura ambiente.
Quanto variao de Ac1, o efeito de diversos elementos de liga pode ser
observado na figura 2.5 [16]. Alm da composio qumica, estas variaes tambm
so sentidas pela velocidade de aquecimento ou resfriamento qual submetida a
liga. Dong-Seok Lem et al [20] em seu trabalho com aos inox martensticos
verificaram grandes variaes nas temperaturas Ac1 e Ac3 com a variao das
taxas de aquecimento at 10C/s, tornando-se quase constantes para taxas
superiores, figura 2.7 [20].
-
29
Figura 2.7. Variao das temperaturas de transformao Ac1, Ac3 e Ms [20].
Estas variaes de temperatura de transformao, para o ao CA6NM,
podem atingir cerca de 100 C. As temperaturas Ac1 e Ac3 podem variar desde 630
e 720 C (figura 2.7) at 500 [13] e 820 C [19], respectivamente.
2.8. TRATAMENTO TRMICO
O tratamento trmico aplicado na fabricao do ao CA-6NM realizado da
seguinte maneira: primeiramente, aquecer at no mnimo a temperatura de 1010
C[7], de forma a garantir uma maior resistncia mecnica devido dissoluo de
carbonetos em temperaturas mais altas, eliminando uma microestrutura mais
grosseira, proveniente de um maior tamanho de gro [21]. Feito isto, resfriar ao ar
at 95 C(Mf) [21] ou abaixo antes de qualquer revenimento intermedirio opcional e
antes do revenimento final, o qual deve ser feito entre 565 C e 620 C[7],
temperaturas em torno da Ac1(580 C) [21]. Este revenimento justificado pelo fato
destes aos, apesar de possurem um baixo teor de carbono, possurem baixa
tenacidade na condio temperada (inferior a 35J na temperatura ambiente) [22]
[25]. Quando realizado nesta faixa de temperatura, garante a melhor tenacidade
mediante a formao de at 30% de austenita estvel e finamente dispersa, a qual
durante o resfriamento no se transforma em martensita [21] [25].
Temperaturas de revenimento maiores provocam o surgimento de uma
austenita instvel, que por sua vez transforma-se em martensita no resfriamento,
-
30
elevando os limites de resistncia e de escoamento e piorando a tenacidade. A
Figura 2.8 ilustra esta relao, para o ao CA-6NM, entre o teor de austenita e as
propriedades mecnicas de limite de resistncia (r), escoamento (e0,2) e tenacidade ao impacto (Eabs.) em funo da temperatura de revenimento aplicada.
Figura 2.8. Influncia da temperatura de revenimento na tenso de escoamento (0,2), tenso mxima (TS) e energia de impacto (EI) do ao martenstico macio com 12Cr/6Ni/1,5Mo/0,04C [23].
-
31
2.9. SOLDABILIDADE DO AO CA6NM
Considerando as aplicaes de reparo de turbinas hidrulicas, h grande
interesse em desenvolver procedimentos de soldagem que evitem os tratamentos
trmicos ps-soldagem (TTPS), devido dificuldade de sua execuo em
equipamentos de porte. Os trabalhos de HENKE et al [25] e PEREIRA [24] merecem
destaque, por avaliar a tcnica de soldagem sem tratamentos trmicos ps-
soldagem (TTPS).
HENKE et al [25] trabalhando com a tcnica de HIGUCHI [26], verificou que o
ao CA6NM apresenta dificuldade para que se sirva da tcnica da meia-camada, em
virtude da estreita faixa da zona revenida. Em funo deste resultado, aplicou uma
seqncia de trs passes TIG como uma alternativa para o passe de revenido, com
aportes de calor decrescentes, conseguindo uma reduo da dureza da ZTA em
aproximadamente 30HV. Acarretando em uma melhor tenacidade junto ZTA.
Atravs do ensaio Charpy sobre a linha de fuso HENKE [25], verificou que a
fratura ocorreu na zona fundida, na regio amanteigada com eletrodo AWS E309L, e
no na ZAC. O valor obtido da tenacidade era muito inferior ao valor correspondente
deste consumvel, justificado pela presena incluses tipo xidos alinhadas junto
linha de fuso.
Trabalhando no desenvolvimento de procedimentos de soldagem de aos
inoxidveis martensticos sem tratamentos trmicos ps-soldagem (TTPS) PEREIRA
[24], utilizando a soldagem MIG Pulsado e arames slido ER410NiMo e tubular
E410NiMoT2 similares aos metais de base os aos AISI 410 e CA6NM. Aplicando
tambm o teste de HIGUCHI [26], para o ao AISI 410, comprovou que a faixa de
revenido atingiu cerca de 50% da largura da ZAC, possibilitando desta maneira a
aplicao da tcnica da dupla camada, atingindo valores de tenacidade
considerados satisfatrios.
Quanto ao ao CA6NM, PEREIRA [24], observou que a tenacidade deste
material base fortemente afetada pelo teor de carbono do ao. Cita variaes de
tenacidade Charpy de 63J para um teor de 0,035%C, e tenacidade de 130J para
teor de 0,021%C. Analisando as fraturas obtidas nos testes para medir a tenacidade
atravs de ensaio Charpy junto linha de fuso, empregando um metal de adio
similar percebeu que a fratura se propagava atravs do metal de solda, resultado
similar ao obtido por HENKE [25]. Os arames tubulares em relao aos arames
-
32
slidos obtiveram menores valores de tenacidade, devido maior presena de
incluses no metlicas no metal de solda. Em funo da temperatura de interpasse
utilizada houve uma variao na tenacidade alcanada com os arames slidos. Com
o uso de temperatura de interpasse inferior a 180C, obteve 50J no ensaio sem tecimento e 69J no ensaio com tecimento. Sem o controle da temperatura de
interpasse, a tenacidade caiu para 23J.
A baixa molhabilidade processo de soldagem MIG Pulsado com arames
slidos dificulta a obteno de juntas multipasse, devido formao de defeitos do
tipo falta de fuso no p do cordo. Com a utilizao de arames tubulares obteve-se
cordes com melhor molhabilidade.
Trabalhando com eletrodos revestidos da classe AWS E309 de diferentes
marcas nacionais RODRIGUES et al [27] avaliaram a presena de incluses e de
ferrita no metal de solda, verificaram que os diferentes eletrodos ocasionam resultados diferenciados. A maioria das incluses possua dimenses entre 0,4 a
1,4m e fraes volumtricas entre 0,4 a 1,2%, identificadas como xidos contendo Si e Mn.
Algumas recomendaes para a soldagem dos aos AIMM foram apontadas
por FOLKHARD [23], tais como:
a) Utilizar arames com teor de C abaixo de 0,04%, aproximadamente
12%Cr e 4 a 6%Ni, visando obter um mximo de 5% ferrita delta;
b) Controlar o contedo de Hidrognio difusvel no metal de solda
abaixo de 5ml/100g;
c) Peas de grande espessura devem ser pr-aquecidas acima de
100C antes da soldagem; d) Para se obter maior resistncia ao trincamento, sugere-se controlar
a temperatura de interpasses entre 100 a 150 C, visando transformar o mximo de austenita em martensita, que seria
revenida nos passes subseqentes;
e) Para requisitos de elevada tenacidade Charpy, recomenda-se
realizar tratamento trmico posterior de revenimento ou mesmo uma
reaustenitizao seguida de revenimento;
-
33
f) Para aplicaes com alta taxa de deposio (arco submerso ou
MIG/MAG) ou no reparo de peas fundidas e espessas, prtica
usual a utilizao de temperatura de interpasse entre 250-300 C, que superior ao Ms do ao. Neste caso fundamental resfriar o
material abaixo de 100 C, para transformar a austenita em martensita, antes de fazer o revenido.
As propriedades mecnicas do metal de solda conseguidas com arame
ER410NiMo e temperatura de interpasse de 130 C so mostradas na tabela 2.3 [23]. Nota-se que estas variam em funo do processo de soldagem, da condio
final do metal de solda (como soldado ou com TTPS) e do teor de C do metal de
solda. A maior tenacidade foi alcanada com o processo TIG e aplicao de
tratamento trmico posterior (TTPS) a 600C/2h, com teor de 0,018%C no metal de solda. A menor tenacidade ocorreu no processo eletrodo revestido, na condio
como soldado, com 0,028%C no metal de solda.
Tabela 2.3. Propriedades mecnicas e teor de C do metal de solda, obtidos com o arame ER410NiMo com temperatura de interpasse de 130 C [23]
Propriedades mecnicas Processo de
soldagem
Condio de
tratamento trmico E 0,2% [Mpa]
t [Mpa]
Along.
[%]
Eabsorvida
Charpy [J]
%C no
metal de
solda
MIG/MAG Revenido a
600C/2h 775 885 18,9 88 0,022
TIG Revenido a
600C/2h 742 855 21,7 132 0,018
Como soldado 834 1062 12,8 31
Revenido a
600C/2h 621 879 18,0 58
Eletrodo
Revestido 950C/1h - resfr. ao ar + revenido a
600C/2h
637 825 20,8 68
0,028
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34
Utilizando arames tubulares de composio similar ao CA6NM, BILMES et al
[16] avaliaram as propriedades mecnicas do metal de solda. Investigando a origem
da elevada tenacidade quando os cordes so tratados termicamente. Notaram que
a austenita formada durante o revenido termicamente estvel, porm sugerem que
a mesma pode se transformar em martensita devido deformao plstica sofrida
durante o ensaio Charpy, o que absorve energia, resultando em elevada tenacidade.
A tenacidade obtida depende fortemente da condio final do cordo (como soldado
ou com TTPS). Para temperaturas de interpasse abaixo de 120 C, com 0,028%C no metal de solda obtiveram valores de 73J na condio como soldado. Com
tratamento trmico posterior de tmpera a partir de 950C, seguido de duplo revenido foram obtidos valores de at 150J.
Utilizando a medio da tenacidade por Integral J, NOVICKI [28], utilizando
um metal de adio E410NiMoT1 arame tubular analisou a tenacidade do ao
CA6NM no estado temperado e revenido, e na linha de fuso de juntas soldadas
sem tratamentos trmicos ps-soldagem (TTPS). O ao CA6NM no estado
temperado e revenido apresentou uma tenacidade elevada (aproximadamente
340kJ/m2), enquanto que na linha de fuso devido presena de incluses a fratura
se desviou para o metal de solda provocando valores muito baixos
(aproximadamente 55kJ/m2). PUKASIEWICZ [29] desenvolveu trabalho referente ao
comportamento e crescimento de trincas por fadiga da junta soldada do ao
martenstico macio CA6NM. Foi estudada a condio como soldado em corpo de
prova compacto, CT, com a finalidade de disponibilizar dados que possibilitem a
caracterizao das diferentes regies da estrutura soldada, determinando a situao
mais desfavorvel para clculos de projetos de vida residual que utilizem este
material.
Para o estudo do comportamento propagao de trincas por fadiga da junta
soldada, confeccionaram-se corpos de prova soldados de ao CA6NM por processo
MIG.
Corpos de prova das diferentes regies da estrutura soldada foram retirados e
ensaiados numa mquina de ensaio universal hidrulica servo-controlada com
amplitude de carga constante, analisando-se posteriormente a superfcie da fratura
em MEV.
Os ensaios de velocidade de crescimento de trinca por fadiga determinaram
que as constantes C e m da Lei de Paris do metal base so 1,224.10-8 e 2,63, para
-
35
a ZTA 7,837.10-11 e 3,82 e para o metal de solda 3,809.10-11 e 3,67,
respectivamente, com K medido em MPam e da/dN em mm/ciclo. Os mecanismos de fratura observados durante o crescimento de trinca por fadiga do metal base
foram intergranular, quasi-clivagem para baixo K, estrias de fadiga para valores intermedirios de K e estrias de fadiga e coalescimento de alvolos para valores elevados de K. O mecanismo de fratura nas amostras na ZTA foi por estrias de fadiga e no metal de solda ocorreu a formao de fratura apresentando planos de
propagao por fadiga e coalescimento de alvolos.
Trabalhando com os processos de soldagem Eletrodo Revestido e TIG na
procura de obter cordes de solda com durezas prximas a 250HV, para aplicaes
em ambientes contendo H2S, GOOCH [8], utilizando consumveis de diferentes
teores de C e de composio similar ao do ao CA6NM, mostrou que a dureza
obtida afetada pelo tratamento trmico e pelo teor de C. A dureza obtida na
condio como soldado, com pr-aquecimento e interpasse entre 100 a 150 C, dependia diretamente do teor de C. Esta relao mostrada na Figura 2.9, que
indica a dureza mxima obtida para 2 condies de energia de soldagem e
diferentes teores de C.
A dureza de 250HV desejada por GOOCH [8] no foi possvel obter mesmo
utilizando-se diferentes tratamentos trmicos, com diferentes ciclos trmicos, sendo
o melhor resultado conseguido uma dureza de 275HV, atravs do controle da
composio qumica do metal de solda (principalmente teor de C) combinado com o
uso de tratamentos trmicos com duplo revenido.
-
36
Figura 2.9. Dureza mxima do metal de solda na condio como soldado em funo do teor de C [8].
PRADO [30] avaliou a influncia das variveis do processo MIG/MAG
Convencional e MIG Pulsado nas propriedades mecnicas de juntas soldadas com
arame slido ER410NiMo, verificando que misturas gs de proteo contendo
maiores teores CO2 afetam a presena de incluses no processo MIG Convencional,
enquanto que na soldagem com MIG Pulsado utilizando-se de misturas Ar-4%CO2 e
Ar-18%He-1%CO2 pouco influenciaram na presena de incluses. Apesar de ter-se
obtido maior tenacidade para a mistura Ar-18%He-1%CO2, este comportamento no
absoluto em relao mistura Ar-4%CO2, havendo neste caso a influncia da
microestrutura do metal de solda. Quanto pulsao, apesar de observadas
diferenas os dados no convergem tendenciosamente. Neste caso, devido a
pequena quantidade de experimentos realizados para obteno da tenacidade
Charpy.
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37
2.10. INTRODUO A SOLDAGEM POR FUSO
Existe um grande nmero de processos por fuso que podem ser separados
em sub-grupos, por exemplo, de acordo com o tipo de fonte de energia usada para
fundir as peas. Dentre estes, os processos de soldagem a arco (fonte de energia:
arco eltrico) so os de maior importncia industrial na atualidade. Devido
tendncia de reao do material fundido com os gases da atmosfera, a maioria dos
processos de soldagem por fuso utiliza algum meio de proteo para minimizar
estas reaes.
2.10.1. PROCESSOS DE SOLDAGEM A ARCO
Embora existam numerosos sistemas de soldagem a arco, a sua configurao
geral permanece a mesma. Uma fonte de energia gera um arco entre um eltrodo e
a pea de trabalho, criando uma temperatura que em algumas regies superior a
10.000C. Todos os processos da soldagem de arco usam um sistema de proteo para proteger o metal de solda derretido do ar.
2.10.1.1. O PROCESSO DE SOLDAGEM TIG (GTAW)
Este processo, usa eltrodos no consumveis feitos de ligas de tungstnio
por causa de sua elevada temperatura de fuso (~ 3000 C). O material de enchimento fornecido por uma vareta ou por um arame, que derrete enquanto
alimentado perto da ponta de eltrodo. A poa de solda protegida por um gs
inerte, tipicamente argnio,hlio ou uma mistura destes, conduzido em torno do
eltrodo. O processo do TIG geralmente gera soldas limpas com alto padro de
qualidade em todas as posies de soldagem sendo possvel tambm a sua
automatizao Um diagrama esquemtico do processo TIG e seus componentes
mostrado na figura 2.10.
-
38
Figura 2.10. Regio do arco na soldagem GTAW [32].
2.10.1.2. AS VARIVEIS DO PROCESSO DE SOLDAGEM
As variveis mais importantes do processo so: composio qumica do metal
de solda, energia de soldagem, a temperatura de pr-aquecimento, temperatura de
interpasse, e do tratamento trmico dado aps a soldagem. O tipo de junta e a
espessura do material so parmetros igualmente importantes.
Em todo o processo de soldagem, o ciclo trmico da solda composto de um
rpido aquecimento a uma alta temperatura seguido de um rpido resfriamento. O
aquecimento e a taxa de resfriamento so governados pela quantidade de energia
de soldagem (E), definida como:
1000...60.
vVIE =
Onde I a corrente em Ampres, V a tenso aplicada entre o terminal da
fonte de energia e o eltrodo expresso em volts, v a velocidade de soldagem em m
s1 e a eficincia trmica. Na maioria dos processos de soldagem a arco
a eficincia est entre 0.6 e 0.99 [37].
-
39
2.11. TEMPERATURA DE PR-AQUECIMENTO E INTERPASSE
O controle da temperatura de pr-aquecimento e interpasse similar ao
requerido pelos dos aos estruturais, para evitar a fragilizao induzida pelo
hidrognio. Aos inoxidveis martensticos que contenham teores de 0,6 %C (como
o 410NiMo, CA-6NM) requerem um controle especial de pr-aquecimento ou
interpasse para sees finas, no caso de seces acima de 12 mm de espessura
recomenda-se a temperatura de 120 C. Em seces mais espessas, a temperatura de pr-aquecimento e interpasse
deve estar acima de Ms para prevenir possveis trincas durante a fabricao. Aps a
soldagem o material deve ser resfriado lentamente at a temperatura ambiente
seguido de um tempo adequado para permitir a difuso do hidrognio durante o
processo de transformao.
O controle da temperatura pr-aquecimento e interpasse deve ser de tal
forma que evite ou promova a transformao para martensita durante o resfriamento
da solda. Similar aos aos estruturais, recomenda-se precaues com qualquer
umidade na superfcie. Para muito dos aos inoxidveis martensticos, o nvel de
temperatura de pr-aquecimento e interpasse tambm permitir a transformao
total para martensita durante o resfriamento da solda, como mostra a situao A na
figura 2.11.
Figura 2.11. Comportamento das transformaes durante o resfriamento da solda e subseqente tratamento trmico posterior [10].
-
40
Se o pr-aquecimento e a temperatura de interpasse so mantidos abaixo de
Mf (situao A Figura 2.11) o metal de solda se transformara em martensita durante
o processo de soldagem. Esta martensita ser revenida pelos passes subseqentes.
Se a temperatura de interpasse est entre Ms e Mf (situao B Figura 2.11), alguma
frao de austenita ficar retida na microestrutura e ser reaquecida at a
temperatura de revenido, que resulta na formao de uma martensita no revenida.
Soldagem com temperaturas de interpasse acima de Ms (situao C Figura
2.11) impedem a transformao da martensita durante a soldagem e evita
fragilizao pelo hidrognio. Aps o resfriamento da solda toda estrutura formada
abaixo de Mf ser revenida.
-
41
3. METODOLOGIA
Este trabalho tem como objetivo avaliar a tenacidade e a dureza do metal de
solda ER 410NiMo depositado pelo processo TIG, controlando as temperaturas de
interpasse de 80 , 150 e 400 C no ao inoxidvel martenstico macio ASTM A 743 CA-6NM.
As propriedades mecnicas foram avaliadas atravs de ensaio de impacto,
microdureza e microestrutura atravs de caracterizao metalogrfica por meio de
microscopia tica e eletrnica de varredura.
3.1. PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL
As propriedades mecnicas estudadas da junta soldada foram: dureza e
tenacidade. A varivel considerada como de influencia neste trabalho foi
temperatura de interpasse (Ti), em trs nveis, testada para o arame utilizado.
Para determinar o nmero de juntas a soldar por cada condio do
experimento, necessrias para avaliao do estudo, foi tomada como referncia
o nmero de rplicas necessrias para avaliar cada ensaio.
Para o ensaio de tenacidade a norma AWS D1.1 (2004) no item 4.1.1.3.:
Impact Test Requirements, determina um nmero de 3 rplicas por condio. A
norma em meno, no faz referncia s rplicas necessrias para os ensaios de
dureza, porm, considerou-se que os corpos de prova para estes ensaios
foram retirados das mesmas juntas utilizadas para o outro ensaio. Desta forma,
optando pelo nmero menor de rplicas que de 3, e considerando 3 condies
experimentais, totalizam-se 9 juntas soldadas. A Figura 3.1 ilustra o planejamento
experimental adotado.
-
42
Figura 3.1. Representao esquemtica do planejamento experimental adotado no trabalho.
Objeto de estudo Propriedades Mecnicas
Tenacidade Microdureza
AO ASTM A 743 CA6NM Junta em U
Soldagem TIG
80 C 150 C 400 C
-
43
3.2. MATERIAIS 3.2.1. EQUIPAMENTOS UTILIZADOS
Para a elaborao dos cordes de solda nos corpos de prova utilizou-se os
seguintes equipamentos e consumveis:
Central de soldagem multiprocesso modelo MTE Digitec 450; Gs de proteo Argnio vazo 17 l/min; Eletrodo de Tungstnio 2% Trio 2,4 mm; Termmetro infravermelho, marca Fluke, modelo 574; Lpis trmico 100 e 250 C.
3.2.2. METAL DE BASE
O material estudado foi o ao inoxidvel martenstico fundido ASTM A
743 CA-6NM, fornecido pela empresa Voith, sendo a sua fundio realizada num
forno convencional a arco eltrico, com refino num forno AOD (Argon oxygen
decarburization) e vazado em molde de areia em forma de bloco de tamanho
240x190x30mm. A sua composio qumica apresentada na tabela 3.1.
TABELA 3.1.Composio qumica do Ao ASTM A 743 CA-6NM fornecido pela Voith C Mn Si S P Ni Cr Mo
0,024 1,00 1,00 0,03 0,04 3,9 13,7 0,36
3.2.3. METAL DE ADIO
A seleo da vareta AWS ER410NiMo 2,4mm como metal de adio para soldagem TIG baseou-se, principalmente, na semelhana de composio
qumica com o material de base, nas propriedades mecnicas oferecidas no
certificado do fabricante do arame e no dimetro do mesmo. A sua composio
qumica apresentada na tabela 3.2
TABELA 3.2. Composio Qumica da vareta AWS ER 410NiMo fornecida pela Sandvik C Mn Si S P Ni Cr Mo Cu O N
0,017 0,42 0,53 0,001 0,023 4,35 12,09 0,49 0,08 0,002 0,016
-
44
3.3. SOLDAGEM DAS CHAPAS DE TESTE
A soldagem dos corpos de prova (Figura 3.2) foi realizada manualmente por
um soldador qualificado. Conforme descrito a seguir, para posicionamento dos
corpos de prova foi construdo um dispositivo de fixao mostrado na Figura 3.3, o
qual foi preso a mesa de soldagem .
Foram utilizadas duas temperaturas de pr-aquecimento e trs de interpasse
para a realizao dos experimentos, como mostra a tabela 3.3 abaixo.
Tabela 3.3. Temperaturas de pr-aquecimento e interpasse utilizadas
Temperatura de pr-aquecimento Temperatura de interpasse
80 C 80 C 150 C 150 C 400 C
Com o auxilio de um termmetro infravermelho e lpis trmicos, monitorava-
se o aquecimento do corpo de prova at atingir a temperatura de ensaio. Ento se
dava incio ao primeiro cordo de solda. Aps o trmino de cada cordo de solda
procedia-se, ento limpeza do corpo de prova com uma escova de ao inox para
eliminar xidos superficiais e comear o cordo seguinte monitorando-se a
temperatura at que atingisse a de interpasse estabelecida para o ensaio. Ento se
dava incio o prximo cordo. Durante a soldagem, entre um cordo e outro,
procedia-se a verificao das condies do eletrodo de tungstnio, quando
necessrio era feita a sua afiao. Estes procedimentos de limpeza e monitoramento
de temperatura foram feitos at a execuo do ltimo cordo.
Como a soldagem foi feita manualmente para determinao da velocidade de
soldagem foi necessrio a cronometragem do tempo que o soldador levava para a
execuo de cada cordo.
Os parmetros de soldagem utilizados esto descritos na tabela 3.4 abaixo.
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45
Tabela 3.4. Parmetros de soldagem utilizados segundo as faixas de interpasse utilizadas
Ti ( C) V (V) I (A) v (mm/min) E (KJ/mm) Gs Vazo
80 C 45,49 3,5 150 C
15,6 3,1
400 C 16,2 170
50,93 3,2
Ar 17 l/min
Ti - Temperatura de interpasse, V- Tenso, I Corrente, v - Velocidade de soldagem, E - Energia de soldagem, Gs - Gs de proteo, Vazo - Vazo do gs.
-
46
Figura 3.2. Dimenses da junta utilizada em mm
Figura 3.3. Dispositivo para soldagem
-
47
3.4. ENSAIOS
3.4.1. ENSAIOS METALOGRFICOS
Na retirada dos corpos de prova para anlise metalogrfica, tomou-se sempre
o cuidado de retir-los da mesma regio para que se obtivesse uma homogeneidade
dos resultados. Para tanto foram feitos ensaios de macrografia, microdureza e
microestrutura, sendo que os mesmos esto descritos a seguir.
3.4.1.1. MACROGRAFIA
Os cortes para a retirada das amostras, para que fosse possvel a realizao da
anlise macrogrfica, foram realizados em uma serra tipo cut-off.
Aps o corte, cada corpo de prova foi preparado metalograficamente, atravs
de lixamento, com lixas de granulometrias gradativamente menores
(120,220,320,400,600, e 800 mesh) nesta ordem e polimento com alumina 1m. O
ataque aps o polimento foi realizado com o reagente Villela, sendo em seguida as
amostras lavadas com lcool e secas, utilizando-se ar quente. As amostras assim
preparadas foram levadas a um estereoscpio, para a anlise macrogrfica.
3.4.1.2. METALOGRAFIA
Objetivando verificar a estrutura obtida no metal de solda e verificar a influncia
da temperatura de interpasse foi realizada a metalografia sendo o corpo de prova
dividido em duas regies A e B mostrado esquematicamente na Figura 3.4.
Regio A destinou-se a ensaio de macrografia e metalografia.
Regio B foi utilizada para a confeco dos corpos de prova para o ensaio de
impacto, mostrando o sentido de obteno dos mesmos e detalhe de localizao do
entalhe.
-
48
Figura 3.4. Esquema do seccionamento dos corpos de prova para macro, e metalografia e ensaio de tenacidade ao impacto dimenso em mm.
Para a anlise metalogrfica, as amostras foram lixadas com granulometria
variando de 120 a 800, e polidas com alumina granulao 1 m. Para revelar as microestrutura foram empregados os ataques descritos na tabela 3.5.
Estas microestruturas foram analisadas em um microscpio tico.
Tabela 3.5. Composio e condies de uso dos ataques qumicos
Nome Composio Procedimento Especificao
Villela 1 g C6H3OH(NO2)3
5 ml HCl
100 ml C2H6OH
Imerso da amostra
por 20 a 30 s.
Revela a martensita
Sulfrico 20 ml H2SO4
0,01g NH4CNS
80 ml H2O
Imerso da amostra
e ataque eletroltico
com 4V por 1 min
Revela Ferrita- mas no a martensita
-
49
3.4.2. ENSAIO DE MICRODUREZA
Para medio da microdureza foi utilizada a norma ASTM E384 72 [33],
sendo que a mesma especifica os limites de carga entre 1 a 1000 gf. Na medio de
microdureza foi utilizado um microdurmetro TUKON, Modelo MO.
Para uma melhor anlise, a regio do metal de solda dos corpos de prova foi dividida
em trs regies ( superior centro e inferior ) como mostra a Figura 3.5, sendo
estipulado o lado direito do corpo de prova como ponto inicial (zero) das medies o
metal de base. A partir deste ponto mediu-se a microdureza com o mesmo
espaamento para todos os corpos de prova. Durante a medio da microdureza foi
utilizada uma carga de 300 gramas, aplicada por 30 segundos. Para que houvesse
uma diminuio dos erros de cada resultado, foram executados trs medies
paralelas entre si com espaamento de 0,25 mm para cada regio, obtendo-se trs
resultados de microdureza. Aps este procedimento, foi calculado a mdia destes
valores, obtendo-se a mdia final da microdureza de cada regio.
Foi escolhida uma rea de cada regio e nela efetuada a medio da
microdureza e adotada a seguinte notao Mdia
MinMax HV, sendo que:
Max - indica o maior valor de microdureza obtida; Min - indica o menor valor de microdureza Mdia - a mdia dos valores de microdureza.
E nas regies onde h refinamento o valor do tamanho de gro TG foi
estimado, a fim de verificar o efeito dos ciclos trmicos.
Figura 3.5. Regies de medio da microdureza
Superior
Centro
Inferior
-
50
3.4.3. ENSAIO DE TENACIDADE AO IMPACTO (CHARPY ENTALHE V)
Para determinar as dimenses e tolerncias dos corpos de prova para o
ensaio de impacto Charpy, foi utilizada a norma ASTM E-23 (1999)[34].
Primeiramente, o corpo de prova obtido da junta foi cortado com um comprimento de
aproximadamente 75 mm, posteriormente foi usinado nas quatro faces at obter as
dimenses especificadas de 10 x 10 mm representados na Figura 3.4. A localizao
do entalhe para o ensaio metal de solda foi determinada por meio de ataque
macrogrfico para identificao das zonas, seguindo as recomendaes da norma
AWS D1.1 (2004, p. 314)[35]. Depois da localizao do entalhe, o corpo de prova foi
cortado com disco para obter sua dimenso final de comprimento de 55 mm. A
Figura 3.4 representa onde foram localizados os entalhes.
As indicaes para determinar a temperatura para realizar o ensaio de
impacto Charpy aparecem na norma AWS D1.1 (2004, p. 270)[35]. Estas
indicaes descrevem que a temperatura depende do nvel mnimo de operao do
equipamento e so prprias para cada projeto. No caso deste estudo, optou-se pelo
valor de 20 C.
-
51
4. RESULTADOS E DISCUSSO
4.1. ANLISE METALOGRFICA DO METAL DEPOSITADO
A Figura 4.1 apresenta as macrografias dos corpos de prova nmero 1
segundo as temperaturas de interpasse de 80, 150 e 400 C utilizadas neste trabalho.
80 C 150 C
400 C
Figura 4.1. Macrografias corpos de prova segundo a temperatura de interpasse.
Numa pr-anlise constatou-se que para as temperaturas de interpasse de
80 e 150 C h a formao de linhas em forma de colar que separam as ZTAs e camadas de solda depositadas. Devido aos ciclos trmicos nota-se ainda uma
heterogeneidade na regio de solda pela formao de reas escuras e claras, que
podem estar associadas ao aspecto final da microestrutura formada.
Para a temperatura de 400 C h uma homogeneidade na regio de solda no sendo perceptvel a formao de linhas que separem os cordes depositados.
-
52
No foi constatado nenhum defeito de soldagem como falta de fuso,
incluses, poros ou trincas durante as fases de soldagem e anlise metalogrfica.
4.1.1. EFEITO DAS TEMPERATURAS DE INTERPASSE 80 E 150 C
Atravs da anlise das Figuras 4.2 e 4.3, pode-se verificar a existncia de
uma variao microestrutural significativa ao longo da seo transversal dos corpos
de prova devido soldagem multipasse. A microestrutura formada por gros
refinados e gros grosseiros. Sendo que os gros grosseiros esto presentes na
regio superior aonde esto localizados os ltimos cordes, e em alguns pontos da
regio de solda, onde no houve a sobreposio do cordes de solda.
Pode-se observar que as microestruturas da regio inferior dos corpos de
prova mostram-se mais refinadas e possuem aparentemente o mesmo tamanho,
para as temperaturas de interpasse de 80 e 150 C.
-
53
Microdureza404
382423 HV
Microdureza
352266423 HV TG 10m
Microdureza331
256373 HV TG 5m
Figura 4.2. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de interpasse de 80 C.
Superior
Centro
Inferior
-
54
Microdureza409
347446 HV
Microdureza 347
324392 HV TG 10m
Microdureza
381347423 HV TG 7m
Figura 4.3. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de interpasse de 150 C.
Superior
Centro
Inferior
-
55
Observando a regio superior dos corpos de prova de temperatura de
interpasse de 80 C e 150 C, onde ficam localizados os ltimos cordes de solda, os gros possuem uma estrutura mais grosseira com dimenses muito superiores s
encontradas nas outras regies. Analisando-se esta regio em detalhe atravs da
figura 4.4, observa-se o efeito da sobreposio do ltimo cordo no penltimo
cordo de solda.
A energia de soldagem de 3,5 KJ/mm utilizada para a deposies dos
cordes promove uma zona de refino de gro que extende-se a uma distncia de
aproximadamente 1,5 mm sobre o penltimo cordo depositado para a temperatura
de interpasse de 80 C. Para a temperatura de interpasse de 150 C onde a energia de soldagem foi de 3,12 KJ/mm esta distncia de 1,7 mm, estas distncias podem
modificar-se dependendo da geometria do cordo depositado.
Figura 4.4. Efeito da sobreposio do ltimo cordo na soldagem realizadas com temperatura de interpasse de 80 e 150 C.
ltimo passe Penltimo passe
Regio de refino
Penltimo passe ltimo passe
Regio de refino
80 C
150 C
-
56
Pode-se notar que a deposio do ltimo cordo recobre 50% do cordo
anterior para a temperatura de 80 C, e na temperatura de 150 C a percentagem de recobrimento chega a ser menor ainda. Para se obter um melhor resultado, aonde se
obtenha a ltima camada com estrutura formada por gros refinados, necessrio
um procedimento de soldagem que preveja um controle mais adequado da
deposio e geometria dos cordes desde o seu incio at o seu final.
Nas outras regies h uma predominncia de um maior refinamento da
estrutura martensitica do metal fundido.
Analisando-se a regio central do corpo de prova, local de retirada das
amostras para ensaio Charpy, nota-se que existe uma diferena de tamanho entre
os gros, que pode ser observado na figura 4.5. Para a temperatura de 80 C encontra-se gros refinados com valor estimado de TG 5 m e para a temperatura 150 C este refinamento tem um valor estimado de TG 7 m. J em relao temperatura de 400 C, apresenta uma estrutura de gros grosseiros com dimenses muito superiores as encontradas nas outras temperaturas de interpasse.
Foi observado que, a taxa de resfriamento mais alta provoca um refinamento
maior da microestrutura.
Este refino da microestrutura representa a nica possibilidade de aumento
simultneo de resistncia e tenacidade, situao interessante em relao
proporo inversa normal que ocorre entre essas propriedades mecnicas. Outro
benefcio do refino de gro a reduo na temperatura de transio dctil-frgil.
-
57
80 C TG 5m
150 C TG 7 m
400 C
Figura 4.5. Tamanho comparativo dos gros na regio do corpo de prova de onde foi retirada a amostra para ensaio Charpy.
Como o desenvolvimento da soldagem dos corpos de prova foi atravs da
deposio de cordes em camadas, pode-se associar que as variaes de
microestrutura e microdureza observados possam estar associadas ao passe de
revenido.
-
58
4.1.2. TEMPERATURA DE INTERPASSE 400 C No corpo de prova que recebeu o interpasse de 400 C, mostrado na Figura
4.6, a microestrutura formada predominantemente de gros grosseiros, possuindo
aparentemente o mesmo tamanho, no importando a regio escolhida para
observao. Na macrografia as linhas na forma de colar entre os sucessvos passes
de solda no so evidentes.
Microdureza453
423470 HV
Microdureza
451423497 HV
Microdureza
402382446 HV
Figura 4.6. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de interpasse de 400 C.
Superior
Centro
Inferior
-
59
A estrutura obtida neste caso uma martensita temperada, formada devido
utilizao de uma temperatura de interpasse e execuo da soldagem na regio
austenitica acima do Ms do metal de solda.
4.1.3 PASSE TIG
Baseando-se no teste realizado por HIGUCHI e que foi repetido por HENKE e
PEREIRA, foi realizado um teste com a utilizao de somente um passe TIG com o
intuito de comprovar que o refino fruto de um reaquecimento realizado em baixa
temperatura de interpasse. (Figura 4.7)
Figura 4.7. Teste passe TIG.
Utilizando-se para isso de corpos de prova Charpy com dimenses 10x10x55
mm, da temperatura de interpasse de 400 C, que possui uma estrutura homognea formada de martensita no revenida.
Para a realizao do experimento foram utilizados dois nveis de energia de
soldagem que foram obtidos variando-se a tenso (V), corrente (I) e velocidade de
soldagem (v) conforme mostrado na Tabela 4.1. A extenso da zona revenida foi
avaliada mediante anlise metalogrfica e microdureza, efetuadas sobre corpos de
prova seccionados transversalmente sobre os cordes.
Tabela 4.1. Parmetros adotados para reaquecimento TIG em charpy a 400 C. Corpo de prova V (V) I (A) v (mm/min) E (kJ/mm) Gs Vazo ngulo da tocha
1 14,2 165 150 0,93
2 12 174 300 0,41 Ar 12 l/min 90
-
60
Em seguida as etapas de preparao metalogrfica, cada corpo de prova foi
atacado com o reagente Villela para revelar a microestrutura do material. Nas figuras
4.7 e 4.8 observa-se as macrografias e micrografias obtidas.
Verifica-se que h uma distino no aspecto das regies formadas, conforme
o nvel de energia utilizado no passe TIG.
Na Figura 4.8 mostrado o corpo de prova aonde foi imposta a energia de
soldagem de 0,93 KJ/mm, onde pode-se observar a formao de 4 regies:
Regio A: Gros grosseiros penetrao de 2,3 mm; que representa a regio que
sofreu refuso
Regio B: Gros refinados, penetrao de 2,4 mm;
Regio C: Gros refinados TG 10 m estimado, extenso de 5,3 mm; Regio D: Gros refinados TG 5 m estimado, extenso de aproximadamente 2,3 mm.
NA Figura 4.9 aonde foi imposta a energia de soldagem de 0,41 KJ/mm
observamos tambm a formao de 4 regies com extenses diferentes da anterior:
Regio A: Gros grosseiros, penetrao de 1,0 mm;
Regio B: Gros parcialmente refinados, penetrao de 0,4 mm;
Regio C: Gros refinados TG 4 m estimado, extenso de 2,0 mm; Regio D: Gros grosseiros, metal de solda est regio no foi modificada durante a
execuo do passe TIG.
A figura 4.10 apresenta os perfis de dureza resultantes da aplicao do passe
TIG sobre o metal de solda com dureza 451
423497 HV. Percebe-se nestas figuras uma
queda de dureza com relao dureza inicial que tambm foi constatado nos
trabalhos de HENKE, PEREIRA, NOVICKI, PUKASIEWICZ e PRADO.
Comparando com HENKE e PEREIRA, obteve-se os mesmos resultados em
relao ao tamanho da faixa revenida, que muito estreita comparada com a zona
endurecida. Segundo HENKE, isso se deve elevada resistncia por parte dos aos
inoxidveis martensticos macios e a baixa temperatura Ac1 (620 C) do ao CA-6NM, a qual impede que temperaturas mais altas proporcionem uma ao mais
efetiva com relao reduo da dureza devido austenitizao parcial acima de
Ac1.
Constatatou-se na regio C prximo linha de fuso um refino na granulao
ao invs do seu crescimento. Segundo PEREIRA, isto deve-se ao fato dos aos
-
61
inoxidveis martensticos macios, apresentarem uma temperatura Ac4 mais baixa
(1200 C) que a dos aos ferriticos, permitindo que ocorra transformao numa faixa mais larga durante o ciclo de soldagem.
Como estes corpos de prova so resultados de uma soldagem multipasse o
aumento significativo da dureza com uso de energia de 0,93 kJ/mm pode estar
associado ao endurecimento secundrio que, segundo PEREIRA, deve-se ao
percentual de Molibdnio que produz uma fina precipitao de carboneto de
molibdnio (Mo2C) no sendo detectado por microscopia tica.
Os resultados mostram que a aplicao de um passe TIG capaz de
modificar a microestrutura do metal de solda, sendo que a extenso dos gros
refinados ser maior quanto maior for a energia de soldagem empregada, alm de
promover uma reduo na dureza de aproximadamente 75 HV em uma pequena
regio da ZTA.
-
62
Figura 4.8. Passe TIG energia de soldagem 0,93 KJ/mm.
TG 10 m
TG 10 m TG 5 m
-
63
Figura 4.9. Passe TIG energia de soldagem de 0,41 KJ/mm.
TG 4 m
TG 12 m
-
64
0,93 kJ/mm
310
330
350
370
390
410
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5 8 8,5 9 9,5 10
Distncia em mm
Mic
rodu
reza
Vic
kers
0,3
Kg
0,41 kJ/mm
310
330
350
370
390
410
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5
Distncia em mm
Mic
rodu
reza
Vic
kers
0,3
kg
Figura 4.10. Perfil de dureza com diferentes nveis de aporte trmico sobre o corpos de prova Charpy, da temperatura de interpasse de 400 C.
Zonas Revenidas
Zonas Revenida
1 2
1
2
Direo medio microdureza
1
1
Direo medio microdureza
-
65
4.2. FERRITA DELTA
Foi possvel a constatao da ferrita , mas no a sua quantificao. Sabe-se
que ela tem um efeito na tenacidade do material em estudo, reduzindo-a quanto
maior for sua frao volumtrica.
Durante o aquecimento, h o crescimento incompleto da fase ferrita-, que
nucleada a partir dos contornos de gro da austenita prvia e ocorre
intergranularmente na faixa de temperatura Ac4-Ac5. O mecanismo da formao da
ferrita atravs da difuso. Conseqentemente, na regio parcialmente ferritica, a
extenso da dissoluo da ferrita- determinada pela quantidade de cromo e de
molibdnio e da taxa de arrefecimento. Taxas de arrefecimento rpidas conduzem
reteno da ferrita, taxas de arrefecimento lentas permitem a dissoluo
intragranular da ferrita- [31].
Para as temperaturas de 80 e 150 C elas concentram-se na ZTA do cordo de solda quando este depositado como visto nas figuras 4.11 e 4.12.
Na temperatura de 400 C a ferrita delta remanescente na regio da solda, aparece dispersa na matriz (figura 4.13).
-
66
Figura 4.11. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de 80 C.
ferrita
-
67
Figura 4.12. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de 150 C.
ferrita
-
68
Figura 4.13. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de 400 C.
ferrita
-
69
4.3. ENSAIOS MECNICOS 4.3.1. MICRODUREZA
Os resultados obtidos da microdureza mostrados na figura 4.14 revelaram
que, embora tenham ocorrido variaes nos valores de microdureza, estes esto
dentro da faixa da martensita para este ao segundo o teor de carbono. Foi
constatada, atravs da distribuio das microdurezas e anlise visual com o
miscrocpio tico, a ocorrncia de regies bem definidas durante as medies
(metal de solda, zona termicamente afetada e metal de base).
Pode-se observar no corpo de prova de interpasse de 80 C que existe uma variao na microdureza entre as regies do metal de solda estudadas. Na superior
encontram-se os maiores valores que variam de 356
311394 HV enquanto que na inferior
encontram-se os menores valores que variam de 330
311356 HV.
No corpo de prova de interpasse de 150 C encontram-se variaes similares de microdureza do metal de solda, na regio superior os valores de microdureza
variam de 370
356384 HV, e na regio inferior 325
291340 HV.
J os valores encontrados de microdureza na regio do metal de base e ZTA
so maiores e mais prximos quando se utiliza uma temperatura de interpasse de
400 C, que fica na fase austentica acima do Ms. Conforme mostrado na figura 4.14, a microdureza mantem-se com valores altos nas trs regies.
-
70
Figura 4.14. Microdurezas para diferentes temperaturas de interpasse nas trs regies dos corpos de prova.
-
71
Analisando-se a mdia das microdurezas no metal de solda, ZTA e metal de
base, verifica-se que no mostram uma variao significativa, mas so nitidamente
inferiores temperatura de interpasse de 400 C, como pode ser observado na Figura 4.15.
Figura 4.15. Microdureza mdia das temperaturas de interpasse
Para as temperaturas de interpasse de 80 e 150 C verifica-se que h influencia dos vrios ciclos trmicos dos passes subseqentes, nos valores de
microdureza associada interface entre os passes anteriores. Nos passes
superiores aonde o efeito do ciclo trmico no esta associado obtemos os maiores
valores de microdureza. medida que os co