comparação de juntas soldas de aço inoxidavel aisi 304 para aplicação em baixa temperatura...

7/23/2019 Comparao de Juntas Soldas de Ao Inoxidavel AISI 304 Para Aplicao Em Baixa Temperatura Utilizando-se a Soldagem Por SAW

1/162

RAFAEL EIJI TOMA

Comparao de juntas soldadas de aoinoxidvel AISI 304 para aplicao em

baixa temperatura utilizando-se a

soldagem por arco submerso

Dissertao apresentada Escola

Politcnica da Universidade de So

Paulo para obteno do ttulo de Mestreem Engenharia

So Paulo, 2012


2/162

RAFAEL EIJI TOMA

Comparao de juntas soldadas de aoinoxidvel AISI 304 para aplicao em

baixa temperatura utilizando-se a

soldagem por arco submerso

Dissertao apresentada Escola

Politcnica da Universidade de So Paulo

para obteno do ttulo de Mestre emEngenharia

rea de concentrao: Engenharia

Metalrgica e de Materiais

Orientador: Prof. Dr. Srgio Duarte Brandi

So Paulo, 2012


3/162


4/162


5/162

Agradecimentos

Ao professor Srgio Duarte Brandi, pela orientao e por compartilhar parte deseus conhecimentos, sem os quais a elaborao deste trabalho no seria possvel.

Lincoln Electric do Brasil, pelo fornecimento dos corpos de prova, realizao

das soldagens e por terem providenciado os ensaios mecnicos, especialmente ao

Antonio Cordeiro Souza e Zorailde Morais.

A Leandro Justino de Paula (Laboratrio de Fenmenos de Superfcie), Raquel

Camponucci Proiete (Instituto de Pesquisas Tecnolgicas), Antnio Lvio da SilvaNunes (Departamento de Engenharia Metalrgica e de Materiais) e Flvio Gil Alves

Paiva pela prontido em auxiliar na preparao dos corpos de prova.

Aos meus pais, Roberto e Luiza, pelo apoio nos momentos difceis e por me

incentivarem na vida acadmica.

Promon Engenharia, pelo patrocnio atravs de horas para estudo, e ao

Oswaldo Boro pela flexibilidade de horrio para execuo deste trabalho.

A todos que colaboraram direta ou indiretamente na realizao deste trabalho.


6/162

Resumo

Aos inoxidveis austenticos so indicados para aplicaes a baixas

temperaturas por praticamente no apresentarem temperatura de transio

dctil/frgil. Quando estes aos so soldados h a formao de ferrita na zona

fundida que, dependendo da morfologia e da quantidade, pode induzir uma

temperatura de transio dctil/frgil. Este trabalho busca estudar as propriedades

mecnicas e microestruturais a baixas temperaturas (-100o C) na zona fundida do

cordo de solda. Chapas de ao inoxidvel AISI 304 com 25,4 mm de espessura

foram soldadas pelo processo de soldagem a arco submerso, empregando-se um

arame ER 308L, e dois tipos de fluxos distintos: um neutro e um auto-compensante

em cromo. Os procedimentos de soldagem foram realizados utilizando-se corrente

contnua em polaridade reversa e corrente alternada de onda quadrada. Esta

apresentou melhores resultados de tenacidade que a soldagem em corrente

contnua para os dois fluxos estudados. Os corpos de prova soldados com fluxo

neutro apresentaram maior tenacidade que os soldados com fluxo auto-

compensante em cromo, comparando-se o mesmo tipo de corrente na soldagem.

Palavras-chave: soldagem por arco submerso, ao inoxidvel AISI 304, baixa

temperatura.


7/162

Abstract

Austenitic stainless steels are recommended for low temperature applications due

to a very low ductile/brittle transition. When this stainless steel type is welded, there

is formation of delta ferrite in the fusion zone which, depending on its morphology

and distribution may increase ductile/brittle temperature transition to higher values

compared with base metal. This work aims at studying the mechanical properties and

microstructure at low temperatures (-100o C) on the weld bead fusion zone using AISI

304 plates 1 inch thick which were welded with submerged arc welding process using

ER308L and two different fluxes types: a neutral and a chromium auto-compensating

one. The welding procedures were made using reverse polarity continuous current

and square wave alternate current. The latter presented better toughness results

than the continuous current for both fluxes types. The neutral flux led to greater

toughness than the chromium auto-compensating flux, comparing the same current

type output.

Keywords: submerged arc welding, AISI 304 stainless steel, low temperature.


8/162


9/162

Figura 2.14: Microscopia eletrnica de varredura e EDS dos metais de base e de

solda em corpos de prova de CTOD a -162C: metal de base LT (a), metal de base

TL (b), eletrodo revestido (c), TIG (d), EDS de (c) (e) e EDS de (d) (f) [36]. ............. 25

Figura 2.15: Teor de oxignio no metal de solda em funo do ndice de basicidade

na soldagem por arco submerso de ao carbono [39]. ............................................. 27

Figura 2.16: Energia de impacto Charpy-V a -196 C para metal de solda 308L a

arco submerso e soldagens em 316LN realizadas com eletrodos com revestimento

bsico e de rutilo. [37] ............................................................................................... 28

Figura 2.17: Efeito do teor de Nitrognio no ensaio Charpy para material soldado por

eletrodo revestido com e sem tratamento trmico de solubilizao. [43] .................. 29

Figura 2.18: Diagrama de Schaeffler [45], atravs do qual se pode prever amicroestrutura da solda. ............................................................................................ 34

Figura 2.19: Diagrama de Schaeffler dividido em diferentes regies problemticas

durante a soldagem de aos inoxidveis: formao de trincas de solidificao ou por

perda de ductilidade acima de 1250C (1), fragilizao por formao de fases

intermetlicas aps aquecimento entre cerca de 450C e 900C (2), fragilizao por

crescimento de gro (3), fragilizao e fissurao por formao de martensita (4).

[23] ............................................................................................................................ 35Figura 2.20: Modelo de reao de duas fases na poa de fuso. [40] ...................... 37

Figura 2.21: Eletrodeposio de metais em reaes catdicas (eletrodo positivo).

Adaptado de [49]. ...................................................................................................... 40

Figura 2.22: Reaes durante a desoxidao do metal de solda. O grfico direita

indica o teor de oxignio para as diferentes faixas de temperaturas ao longo do

centro do arco de soldagem. [47] .............................................................................. 42

Figura 2.23: Soldagem por arco submerso. [52] ....................................................... 44Figura 2.24: Esquema dos componentes bsicos do equipamento de soldagem por

arco submerso. [52] ................................................................................................... 46

Figura 2.25: Cordo de solda para diferentes polaridades do eletrodo (positiva e

negativa). [52] ............................................................................................................ 49

Figura 2.26: Efeito da velocidade de soldagem na velocidade de solidificao

(prximo linha de centro das soldas) e no formato da poa de fuso na soldagem

TIG em CCPD (-). [56] ............................................................................................... 51

Figura 2.27: Regies criadas pelos ciclos trmicos na soldagem: Zona de ligao,

zona fundida e zona afetada pelo calor no metal de base adaptado de [57]. ........ 53


10/162

Figura 2.28: Energia livre por unidade de volume (GV) em funo da temperatura (T)

para um metal puro adaptado de [52]. ................................................................... 54

Figura 2.29: Regies do diagrama ternrio Cr-Ni-Fe para 70% Fe (a) e 60% Fe (b)

(Schafmeister e Ergang, 1939). [61] .......................................................................... 55

Figura 2.30: Morfologias de solidificao da aos inoxidveis austenticos: austenita

primria com ferrita interdendrtica (a); reao perittica (b) e transformao de

ferrita primria a austenita + ferrita abaixo da temperatura solidus (c). [37] .............. 56

Figura 2.31: Morfologia da ferrita em funo da frao volumtrica da mesma. [63] 57

Figura 2.32: Efeito da composio qumica na morfologia da ferrita e da austenita no

diagrama pseudo-binrio Fe-Cr-Ni. [30] .................................................................... 58

Figura 2.33: Microestrutura de solidificao em funo da relao (Cr/Ni)equiv. [65,66] ............................................................................................................................. 60

Figura 2.34: Regio de ao inoxidvel austentico com microestrutura do tipo A -

(Cr/Ni)eq< 1,48: Apresenta predominncia de austenita. A ferrita presente apresenta

morfologia euttica. [65] ............................................................................................ 61

Figura 2.35: Microestrutura de ao inoxidvel austentico do tipo C - (Cr/Ni)eq > 1,95:

Apresenta alto teor de ferrita de morfologia acicular. [65] ......................................... 62

Figura 2.36: Microestrutura de ao inoxidvel austentico do tipo B - 1,48


11/162

Figura 3.7: Direes observadas nas microscopias ptica e eletrnica de varredura

nos corpos de prova charpy. ..................................................................................... 74

Figura 3.8: Representao do metal de base fundido (A) e do metal de adio (B) no

cordo de solda, para clculo da diluio. ................................................................ 75

Figura 3.9: Representao do ensaio de dobramento transversal, no qual o corpo de

prova submetido a uma carga aplicada por um cutelo em sua regio central (no

caso, a zona fundida) e apoiado sobre dois roletes prximos s extremidades [69]. 76

Figura 3.10: Regies utilizadas nos corpos de prova dos ensaios Charpy para

obteno das expanses laterais: Regio deformada (A) e no deformada (B). ...... 77

Figura 4.1: Teores de cromo e de nquel no metal de base e nos metais depositados

nos corpos de prova 1 a 4. ........................................................................................ 80

Figura 4.2: Variao nas concentraes de cromo, nquel, silcio, molibdnio e

mangans no metal de solda para cada parmetro de soldagem em relao ao metal

de base. .................................................................................................................... 83

Figura 4.3: Diluio dos cordes de solda para as diferentes condies de soldagem

estudadas. ................................................................................................................. 84

Figura 4.4: Teores mdios de nitrognio e oxignio no metal de base e na zona

fundida dos corpos de prova. .................................................................................... 86Figura 4.5: Comparao dos teores de enxofre, fsforo e carbono para o metal de

base e as quatro condies de soldagem estudadas. ............................................... 88

Figura 4.6: Variao nas concentraes de carbono, enxofre, fsforo, oxignio e

nitrognio no metal de solda para cada parmetro de soldagem em relao ao metal

de base. .................................................................................................................... 89

Figura 4.7: Macrografias dos corpos de prova 1 (a), 2 (b), 3 (c) e 4 (d). ................... 93

Figura 4.8: Pontos de medio das fraes volumtricas de ferrita. ......................... 94Figura 4.9: Comparao da frao volumtrica de ferrita em diversas regies das

juntas soldadas dos corpos de prova de 1 a 4. ......................................................... 96

Figura 4.10: Frao volumtrica mdia de ferrita nas juntas soldadas dos corpos de

prova de 1 a 4. .......................................................................................................... 97

Figura 4.11: Fractografia de um corpo de prova Charpy V a -100 C mostrando a

clivagem da ferrita e a fratura dctil da austenita. So apresentadas tambm as

composies qumicas das duas regies. MEV, eltrons secundrios. .................... 98


12/162


13/162

Figura 4.25: Superfcie de fratura do corpo de prova 2 (CC/N). A superfcie de fratura

irregular, novamente indicando mudanas de direo durante a propagao da

trinca que requerem maior energia para o material fraturar. Microscpio eletrnico

de varredura, eltrons secundrios. ........................................................................ 120

Figura 4.26: Superfcie de fratura do corpo de prova 3 (CC/L) (raiz). A superfcie

apresenta grandes regies planas, indicando menor quantidade de mudanas de

direo e, consequentemente, absorvendo menos energia durante a propagao da

trinca. Microscpio eletrnico de varredura, eltrons secundrios. ......................... 121

Figura 4.27: Superfcie de fratura do corpo de prova 3 (CC/L) (face). A superfcie

fraturada apresenta grandes regies planas. Microscpio eletrnico de varredura,

eltrons secundrios. .............................................................................................. 122

Figura 4.28: Superfcie de fratura do corpo de prova 2 (CC/N). As regies

austenticas possuem alvolos dcteis em sua microestrutura, e regies que

ferrticas apresentam fratura por clivagem em um plano distinto. Microscpio

eletrnico de varredura, eltrons secundrios......................................................... 123

Figura 4.29: Incluses no corpo de prova 3 (CC/L). Microscpio eletrnico de

varredura. ................................................................................................................ 124

Figura B.1: Expanso lateral em funo da energia absorvida nas regies dospasses de solda da face e da raiz para o corpo de prova 1 (CA/N). ....................... 139

Figura B.2: Expanso lateral em funo da energia absorvida nas regies dos

passes de solda da face e da raiz para o corpo de prova 2 (CC/N). ....................... 140


passes de solda da face e da raiz para o corpo de prova 3 (CC/L). ........................ 140


passes de solda da face e da raiz para o corpo de prova 4 (CA/L). ........................ 141Figura B.5: Expanso lateral em funo da energia absorvida para os quatro corpos

de prova nas regies dos passes de solda da raiz. ................................................. 141

Figura B.6: Expanso lateral em funo da energia absorvida para os quatro corpos

de prova nas regies dos passes de solda da face. ................................................ 142


14/162

ndice de Tabelas

Tabela 2.1: Pontos de ebulio de diferentes gases atmosfricos na temperaturaabsoluta e em graus Celsius presso de 1 atm. Adaptado de [1]. ........................... 2

Tabela 2.2: Efeitos do aumento da temperatura em aos inoxidveis austenticos. . 24

Tabela 2.3: Efeitos de diferentes elementos de liga nas propriedades mecnicas de

aos inoxidveis austenticos a baixas temperaturas. ............................................... 30

Tabela 2.4: Vantagens e desvantagens da presena de ferrita durante a soldagem

de aos inoxidveis austenticos para utilizao a baixas temperaturas. .................. 33

Tabela 2.5: Modos de solidificao em diferentes velocidades na soldagem TIG.Adaptado de [56]. ...................................................................................................... 52

Tabela 3.1: Composio qumica da chapa de ao AISI 304 utilizado na soldagem.65

Tabela 3.2: Composio qumica do arame ER 308L utilizado na soldagem. .......... 66

Tabela 3.3: Composio qumica do fluxo neutro ME. .............................................. 66

Tabela 3.4: Parmetros de soldagem do corpo de prova 1. ...................................... 67

Tabela 3.5: Parmetros de soldagem do corpo de prova 2. ...................................... 68

Tabela 3.6: Parmetros de soldagem do corpo de prova 3. ...................................... 69Tabela 3.7: Parmetros de soldagem do corpo de prova 4. ...................................... 70

Tabela 4.1: Teores de diversos elementos nos metais depositados dos corpos de

prova 1, 2, 3 e 4. ....................................................................................................... 79

Tabela 4.2: Concentrao de diversos elementos no corpo de prova 1 (CA/N). ....... 81

Tabela 4.3: Concentrao de diversos elementos no corpo de prova 2 (CC/N). ...... 81

Tabela 4.4: Concentrao de diversos elementos no corpo de prova 3 (CC/L). ....... 82

Tabela 4.5: Concentrao de diversos elementos no corpo de prova 4 (CA/L). ....... 82

Tabela 4.6: Teores de oxignio nos corpos de prova 1 a 4 e do metal de base. ...... 85

Tabela 4.7: Teores de nitrognio nos corpos de prova 1 a 4 e do metal de base. .... 86

Tabela 4.8: Teores de Nieq e Creq para os corpos de prova 1, 2, 3 e 4 atravs do

clculo usual do metal de base, da zona fundida e do metal de adio (arame); e

atravs do clculo proposto por Hammar e Svenson apenas da zona fundida. ........ 91

Tabela 4.9: Valores de Creq, Nieqe Creq/Nieqpara os metais depositados nos corpos

de prova de 1 a 4. ..................................................................................................... 92

Tabela 4.10: Frao volumtrica de ferrita nas juntas dos corpos de prova 1, 2, 3 e 4.

.................................................................................................................................. 94


15/162


16/162


17/162

Face da trinca

V Velocidade mdia de ascenso de partculas


18/162

Sumrio

Ficha Catalogrfica ............................................................................................... 3

Dedicatria ............................................................................................................ 4

Agradecimentos .................................................................................................... 5

Resumo ................................................................................................................. 6

Abstract ................................................................................................................. 7

ndice de Figuras .................................................................................................. 8

ndice de Tabelas ................................................................................................ 14

Lista de Smbolos ............................................................................................... 16

Sumrio ............................................................................................................... 18

Objetivos ............................................................................................................... 1

Reviso bibliogrfica ............................................................................................. 2

2.1 Definio de criogenia .................................................................................... 2

2.2 Mecnica da fratura ........................................................................................ 4

2.2.1 Conceito de tenacidade .............................................................................. 4

2.2.2 Ensaio de impacto Charpy ......................................................................... 4

2.2.3 Tenacidade fratura na deformao plana ................................................ 7

2.2.4 CTOD ......................................................................................................... 8

2.2.5 Integral J ................................................................................................... 10

2.3 Diagramas de fases Fe-Cr-Ni ....................................................................... 13

2.4 Aos inoxidveis ........................................................................................... 16

2.4.1 Aos Inoxidveis martensticos ................................................................ 17

2.4.2 Aos Inoxidveis ferrticos ........................................................................ 17

2.4.3 Aos Inoxidveis duplex ........................................................................... 18

2.4.4 Aos Inoxidveis endurecidos por precipitao (envelhecidos) ............... 18


19/162

2.4.5 Aos Inoxidveis austenticos .................................................................. 19

2.4.6 Microestrutura e propriedades mecnicas ................................................ 20

2.4.7 Soldagem de aos inoxidveis austenticos ............................................. 30

2.4.8 Reaes qumicas durante a soldagem ................................................... 35

2.5 Soldagem por arco submerso ....................................................................... 42

2.5.1 Histrico ................................................................................................... 42

2.5.2 Processo .................................................................................................. 43

2.5.3 Equipamentos........................................................................................... 45

2.5.4 Parmetros do processo .......................................................................... 48

2.5.5 Solidificao da poa de fuso ................................................................. 52

2.5.6 Solidificao de aos inoxidveis austenticos ......................................... 54

Materiais e mtodos ............................................................................................ 65

3.1 Materiais empregados .................................................................................. 65

3.2 Parmetros de soldagem .............................................................................. 66

3.3 Ensaios realizados na junta soldada ............................................................ 71

3.3.1 Composio qumica. ............................................................................... 71

3.3.2 Caracterizao microestrutural. ................................................................ 72

3.3.3 Diluio ..................................................................................................... 74

3.3.4 Propriedades mecnicas. ......................................................................... 75

3.4 Anlise estatstica ......................................................................................... 77

Resultados e discusso. ..................................................................................... 79

4.1 Anlise qumica. ........................................................................................... 79

4.2 Caracterizao metalogrfica ....................................................................... 92

4.2.1 Macrografias dos cordes de solda .......................................................... 92


20/162

4.2.2 Medida da frao volumtrica de ferrita delta ........................................... 93

4.2.3 Micrografias dos cordes de solda. .......................................................... 98

4.3 Propriedades mecnicas ............................................................................ 105

4.3.1 Ensaio de dobramento lateral da junta soldada ..................................... 106

4.3.2 Ensaio de trao da junta soldada ......................................................... 107

4.3.3 Ensaio de impacto (Charpy V) de regies da junta soldada ................... 109

Concluses ....................................................................................................... 127

Referncias bibliogrficas ................................................................................. 129

ANEXO A Resultados estatsticos dos ensaios Charpy ................................. 137

ANEXO B Relao entre expanso lateral e energia absorvida nos ensaios

Charpy .............................................................................................................. 139


21/162

1

Objetivos

Verificar as diferenas nas propriedades mecnicas a baixas temperaturas e nas

microestruturas de um ao inoxidvel AISI 304 decorrentes das alteraes nos

parmetros da soldagem por arco submerso, utilizando-se dois tipos de fluxos (fluxo

neutro e fluxo auto-compensante em cromo) e dois tipos de corrente distintos

(corrente contnua e corrente alternada de onda quadrada).


22/162

2

Reviso bibliogrfica

2.1 Definio de criogenia

Criogenia pode ser definida como: a cincia e tecnologia de temperaturas abaixo

de 120 K (-153 C), ou como a ramificao da fsica que estuda a produo de

temperaturas muito baixas e seus efeitos. A temperatura limite de 120 K (-153C), foi

definida com base nos pontos de ebulio normais dos principais gases

atmosfricos, conforme mostra a tabela 2.1, bem como do metano, que o principal

componente do gs natural [1].

Tabela 2.1: Pontos de ebulio de diferentes gases atmosfricos na temperatura absoluta e emgraus Celsius presso de 1 atm. Adaptado de [1].

GsPonto de ebulio normal

(K) ( C)

Metano 111,6 -161,4

Oxignio 90,2 -182,8

Argnio 87,3 -185,7

Nitrognio 77,3 -195,7

Neon 27,1 -245,9

Hidrognio 20,4 -259,6Hlio 4,2 -268,8

Existe uma faixa de temperatura, que tambm bastante utilizada na indstria

qumica e petroqumica, que no se enquadra dentro da definio de criogenia. So

temperaturas de projeto de equipamentos por volta de -100C, que tambm uma

temperatura baixa, porm acima da temperatura de definio da criogenia (-153 C).

Esta temperatura de projeto empregada em torres de destilao fracionada para


23/162


24/162

4

e aceleradores de partculas de alta energia. Atualmente esto em desenvolvimento

os supercondutores de alta temperatura, que eventualmente substituiro os

supercondutores atuais em alguns nichos devido a sua maior facilidade deoperao, uma vez que estes operam temperatura de nitrognio lquido (63 K),

enquanto os materiais atuais requerem criogenia de baixa temperatura (em geral 20

K ou hlio liquefeito).

Temperaturas criognicas tambm tm aplicao na preservao de clulas

biolgicas, uma vez que a cintica das reaes qumicas varia exponencialmente na

equao de Arrhenius. Desta forma, a cintica pode ser efetivamente bloqueada

quando a temperatura absoluta se torna menor que sua energia de ativao.

2.2 Mecnica da fratura

2.2.1 Conceito de tenacidade

Tenacidade pode ser definida como a capacidade de um material de absorver

energia [3] na deformao plstica e fratura. Ela geralmente caracterizada pela

rea sob uma curva tenso versus deformao de um corpo de prova lentamente

deformado at a fratura, embora esta no seja a condio ideal para avaliar a

tenacidade.

2.2.2 Ensaio de impacto Charpy

Para a determinao da quantidade de energia absorvida no ensaio de impacto

com a presena de entalhes, utilizam-se mtodos como o ensaio Charpy, onde um

pndulo com uma dada energia parte de uma altura inicial, atinge o corpo de prova,


25/162

5

causa a sua fratura e atinge uma altura mxima, com a qual se mede a diferena

entre a energia inicial e a energia dissipada para que ocorra a falha. Quanto menor a

altura mxima final, maior a tenacidade do material neste ensaio.

No ensaio Charpy, o corpo de prova possui um entalhe e sofre uma alta taxa de

deformao no momento da fratura, pois o material deve absorver o impacto do

pndulo, e o teste realizado em uma faixa de diferentes temperaturas [4]. O corpo

de prova pode ter diferentes tipos e dimenses dos entalhes, de acordo com a

norma ASTM E23 [5], como se observa na figura 2.1.

Figura 2.1: Dimenses para os corpos de prova e dos entalhes para o ensaio de impacto tipoCharpy, segundo a norma ASTM E23 [5].

Na figura 2.2 observa-se que, conforme a temperatura em que o material

ensaiado diminui, menor a energia absorvida pelo corpo de prova. Em outras

palavras, um ao carbono em temperaturas ao redor da temperatura ambiente

tenaz e quando rompe, o aspecto da fratura tipicamente dctil. Quanto menor a

temperatura, maior a tendncia do material apresentar uma fratura tipicamente frgil.

Isto significa que existe uma temperatura onde ocorre a transio frgil-dctil domaterial em anlise. Esta temperatura pode ser estimada de diferentes maneiras [4]


26/162

6

como: energia absorvida no ensaio de impacto, porcentagem de fratura frgil da

superfcie do corpo-de-prova, expanso lateral mnima, etc.

Figura 2.2: Variao de resultados no ensaio Charpy para diferentes temperaturas em diversos

materiais metlicos. Adaptado de [4].(1) No foi informado na referncia nenhum dado adicional em relao a estes

materiais.

Quando metais so deformados plasticamente, uma frao da energia retida

internamente, sendo o restante dissipado na forma de calor [7]. A maior poro da

frao retida internamente est associada movimentao das discordncias.

As discordncias no se movem com a mesma facilidade em todos os planos

cristalogrficos dos tomos, nem em todas as direes cristalogrficas, havendo

uma famlia de planos preferenciais denominados planos de escorregamento e

uma famlia de direes preferenciais chamadas de direes de escorregamento

[7]. A discordncia move-se, ento, em um sistema de escorregamento, que o

conjunto das famlias das direes e planos de escorregamento. Geralmente, a

famlia de planos e direes de escorregamento so os que possuem a maior

densidade de empacotamento atmico. Alm do escorregamento, a deformao

plstica em materiais metlicos tambm pode ocorrer pela formao de maclas

EnergiaCharpy(J)

Temperatura

Alumnio 1

Ao (1)

Ao endurecido porprecipitao (18 Ni)

Ao endurecido por

precipitao (12 Ni)

Ao HY-130 (< 0,12% C)

Ao (1)

Ao 4340 (0,37 0,43 %C)Alumnio 1


27/162

7

mecnicas, fenmeno denominado maclao. Este ltimo mecanismo ocorre para

elevadas taxas de deformao e/ou temperaturas baixas.

A resistncia fratura dos materiais foi inicialmente estudada por Griffith [8] em

1951, sendo definida como uma propriedade que descreve a capacidade de um

material, contendo uma trinca, de resistir fratura [9]. Para a fratura frgil, a

resistncia comumente medida como um dado valor, por exemplo pela

temperatura de transio dctil-frgil obtida atravs do ensaio de impacto em

diferentes temperaturas, ou caracterizada pelo fator concentrador de tenso K, que

utilizado para materiais linearmente elsticos, atravs do ensaio de tenacidade a

fratura. Para a fratura dctil, a resistncia pode ser medida como um dado valor ouno formato de uma curva de resistncia comumente caracterizada pela integral J,

que usada para materiais elasto-plsticos.

Outro parmetro importante da mecnica da fratura elasto-plstica,

denominado CTOD (Crack-tip opening displacement ou abertura de ponta da

trinca) foi proposto por Wells [10] em 1965 aps a anlise de corpos de prova de

aos de alta tenacidade fraturados. Dois fatos foram observados:

As condies no se aplicavam mecnica da fratura elstica;

As superfcies das trincas se separaram, e a ponta da trinca adquiriu

um raio de curvatura significativo.

Com isto, Wells props que este arredondamento fosse utilizado como critrio de

tenacidade de materiais dcteis, que indicado especialmente para materiais que

apresentam mudana de comportamento (transio dctil-frgil) com o decrscimo

da temperatura. A tenacidade pode ser avaliada atravs de diferentes conceitos, que

sero descritos a seguir.

2.2.3 Tenacidade fratura na deformao plana

A tenacidade fratura uma propriedade do sistema representada por Kc, e

quando medida no estado plano de deformao, simbolizada por KIC[11]. Segundo


28/162

8

Rossoll [12], KIc definido como o fator de intensificao de tenso crtico e denota a

resistncia de um material propagao de uma trinca previamente existente.

O KIc definido como o fator de tenso crtica e denota a resistncia de um

material propagao de uma trinca previamente existente [12]. A tenacidade

fratura corresponde ao mdulo de coeso introduzido por Barenblatt [11]. Entretanto,

conveniente manter a denominao acima tendo em vista que ela amplamente

disseminada na engenharia e que ela admite uma influncia do estado de tenso

sobre esta propriedade (no admitida por Barenblatt).

O KIc uma propriedade intrnseca do material, ou seja, no depende da

geometria do componente; j Kc, quando medida fora do estado plano de

deformao, depender da geometria do sistema e do material. Kcvaria linearmente

com a espessura da placa no estado plano de tenso [13].

2.2.4 CTOD

A princpio o CTOD possua um carter emprico, porm mais tarde foi

relacionado ao K no limite de plasticidade utilizando as frmulas de Irwin, obtendo-

se:

= =

(2.2)

Para a equao acima, a fratura ocorre quando K KIcIc. Atravs do

modelo de Dugdaale-Baremblatt, obtm-se a expresso:

= =

(2.3)

As expresses (2.2) e (2.3) assumem o estado plano de tenso e um material

que no sofre encruamento. Generalizando, temos:


29/162


30/162

10

= + =

+ (2.6)

Figura 2.4: Curva da carga em funo do deslocamento, tpica de um ensaio de CTOD. [11]

Atravs do CTOD, possvel expandir o escopo da mecnica da fratura para

casos os quais envolvam plasticidade ilimitada, porm nestes casos no ser umapropriedade intrnseca do material (depender da espessura do metal e da

geometria do sistema).

2.2.5 Integral J

Segundo Silva [6], a integral J definida como uma integral de contorno,

pressupondo comportamento linear ou no linear da deformao.

Geralmente uma curva de resistncia baseada na integral J utilizada para

descrever a resistncia de um material dctil ao incio de formao de uma trinca,

seu crescimento estvel e instabilidade da ruptura [9]. Devido sua eficcia em

medir a resistncia, a integral J e a curva J-R se tornaram os parmetros mais

importantes dos materiais na mecnica da fratura elasto-plstica, e tm sido

amplamente aplicadas na engenharia. Tais valores de resistncia fratura podem

servir como base para caracterizao de um material, avaliao de performance e

garantia de qualidade. Elas tambm podem ser utilizadas para avaliar a tolerncia a


31/162

11

danos estruturais, analisar tenses residuais e no gerenciamento de integridade

estrutural de diversos componentes de engenharia e estruturas.

A integral J foi introduzida inicialmente por Eshelby [14] em 1951 no estudo dediscordncias e aplicado independentemente por Cherepanov [15] (1967) e Rice [16]

(1968) para a investigao da propagao de trincas em materiais dcteis. Atravs

do princpio da conservao de energia, Eshelby demonstrou que para um elemento

elstico no linear, a integral de linha sobre o contorno , definida por:

= !"# $%& ' ()(* $,-. (2.7)

Onde wel= /01 2301 a densidade de energia elstica, T o vetor trao normal,atuando no sentido exterior ao contorno, u o vetor deslocamento (j introduzido

anteriormente) e dl um elemento de linha no contorno, independente do caminho

(ou seja, ela se anula se o contorno for fechado, conforme a figura 2.5).

Figura 2.5: Representao de um contorno de linha em um slido elstico no linear, usado parademonstrar a independncia do caminho da integral J [11].

A aplicao de J a trincas se baseia no contorno esquematizado na figura 2.6:


32/162


33/162


34/162

14

, em geral, dificilmente atingido; e os diagramas de fases no contemplam as fases

metaestveis, que podem possuir propriedades tecnolgicas de interesse. Caso haja

trs componentes no diagrama de fases, este denominado ternrio. A figura 2.7ilustra uma projeo tridimensional de um diagrama de fases ternrio. Projees

tridimensionais podem ser teis no entendimento da relao entre os elementos em

um diagrama, porm sua leitura difcil. Uma maneira de facilitar sua interpretao

pode ser atravs da fixao da temperatura, conforme mostram as figuras 2.8 e 2.9

ou mantendo-se constante a concentrao de um dos elementos do diagrama

ternrio, atravs de uma reta paralela a um dos lados do diagrama ternrio, obtendo-

se um diagrama denominado pseudobinrio. A figura 2.10 mostra o diagrama

pseudobinrio 70%Fe-Cr-Ni.

Figura 2.7: Projeo tridimensional de um diagrama de fases ternrio [18].

Superfcie

solvus

Superfcie

li uidus

Superfcie

solidus

Superfcie

solidus

Superfcie

solvus


35/162

15

Figura 2.8: Isoterma do diagrama de fases ternrio Fe-Cr-Ni a 1300 C [20].

Figura 2.9: Isoterma do diagrama de fases ternrio Fe-Cr-Ni a 650 C [20].

% mssica Ni

% mssica Fe % mssica Cr

% mssica Ni

% mssica Fe % mssica Cr


36/162

16

De acordo com Padilha e Guedes [19], o sistema Fe-Cr-Ni constitui a base dos

aos inoxidveis. As ligas deste grupo podem apresentar microestrutura ferrtica,

austentica, martenstica ou ferrtica-austentica, dependendo da composio

qumica do ao.

Figura 2.10: Diagrama pseudobinrio 70%Fe-Cr-Ni. [19]

2.4 Aos inoxidveis


37/162

17

Os aos inoxidveis so comumente divididos em cinco grupos distintos:

martensticos, ferrticos, austenticos, duplex (ferrtico-austenticos) e endurecidos

por precipitao (envelhecidos) [21]. Cada um destes grupos ser apresentadosucintamente a seguir.

2.4.1 Aos Inoxidveis martensticos

Aos inoxidveis martensticos consistem em ligas de cromo e carbono que

possuem uma estrutura cristalina tetragonal de corpo centrado (TCC) distorcida

(martenstica) e endurecida. So ferromagnticos, endurecidos por tratamentos

trmicos e, em geral, com resistncia corroso apenas razovel [21].

O teor de cromo usualmente se encontra entre 10,5 e 18%, sendo que o teor de

carbono pode ultrapassar 1,2%. Os teores de cromo e carbono so balanceados

para garantir uma estrutura martenstica aps o endurecimento. Alguns elementos

que podem ser adicionados aos aos inoxidveis martensticos e seus respectivosefeitos so:

Carbonetos so de interesse para maior resistncia ao desgaste ou para

manter superfcies cortantes;

Nibio, silcio, tungstnio e vandio podem ser adicionados para modificar

o efeito da tmpera aps o endurecimento;

Pequenos teores de nquel podem ser adicionados para aumentar a

resistncia corroso e a tenacidade;

Enxofre e selnio melhoram a usinabilidade.

2.4.2 Aos Inoxidveis ferrticos

Aos inoxidveis ferrticos so essencialmente ligas contendo cromo comestrutura cristalina cbica de corpo centrada (CCC). So ferromagnticos e podem


38/162

18

possuir boa ductilidade e formabilidade, porm sua resistncia a altas temperaturas

inferior a de aos inoxidveis austenticos. Sua tenacidade relativamente limitada

a baixas temperaturas [21].

O teor de cromo pode variar entre 10,5 e at 30%. Alguns aos inoxidveis

ferrticos podem conter molibdnio, silcio, alumnio, titnio e nibio. Enxofre e

selnio podem ser adicionados para melhora na usinabilidade.

2.4.3 Aos Inoxidveis duplex

Aos inoxidveis duplex possuem em sua microestrutura cristalina tanto ferrita

cbica de corpo centrado (CCC) quanto austenita cbica de face centrada (CFC)

[21]. A resistncia corroso de aos inoxidveis duplex semelhante a de aos

inoxidveis austenticos com elementos de liga similares, porm possuem maior

resistncia trao e limite de elasticidade, alm de maior resistncia corroso

sob tenso. Sua tenacidade intermediria entre os aos inoxidveis ferrticos eaustenticos.

O teor de cada fase funo da composio qumica e do tratamento trmico. A

maioria das ligas desenvolvida para conter o mesmo teor de cada fase quando

recozidas. Seus principais elementos de liga so cromo e nquel, porm outros

elementos (nitrognio, molibdnio, cobre, silcio e tungstnio) podem ser

adicionados para se controlar o balano micro estrutural e alterar a resistncia

corroso.

2.4.4 Aos Inoxidveis endurecidos por precipitao (envelhecidos)

Aos inoxidveis envelhecidos so ligas cromo-nquel contendo elementos que

favorecem o endurecimento por precipitao, tais como cobre, alumnio ou titnio.Podem apresentar uma microestrutura tanto austentica quanto ferrtica quando


39/162

19

recozidos [21]. Quando apresentam microestrutura austentica, em geral podem ser

transformados em martensita atravs de tratamentos trmicos. Estes aos

apresentam elevada dureza devido estrutura martenstica.

2.4.5 Aos Inoxidveis austenticos

Aos inoxidveis austenticos possuem uma estrutura cristalina cbica de face

centrada (CFC). Esta estrutura obtida atravs de elementos austenitizadores, tais

como nquel, mangans e nitrognio. Estes aos so no magnticos quando

recozidos e podem ser endurecidos apenas por deformao a frio. Apresentam

excelentes propriedades criognicas e boa resistncia a altas temperaturas [21].

O teor de cromo varia entre 16 e 26%, o teor de nquel de at 35% e, de

mangans, at 15%. A srie 300 contm altos teores de nquel, e mangans at 2%.

Os aos inoxidveis austenticos representam o maior e mais utilizado grupo

entre os aos inoxidveis, sendo o ao AISI 304 o mais comum [23]. Apresentam

baixo limite de escoamento e elevados limite de resistncia e ductilidade

temperatura ambiente, alm de possuir boa soldabilidade e resistncia corroso.

Podem ser utilizados tanto a temperaturas criognicas (em que apresentam elevada

tenacidade) quanto a temperaturas prximas a 600 C (nas quais possuem boa

resistncia oxidao) [24].

A srie de aos inoxidveis 300 amplamente utilizada nas indstrias energtica,petroqumica e nuclear para componentes tais como vasos de presso, tubos de

caldeiras e tubulaes de vapor [25]. Nestas aplicaes, os aos soldados operam a

temperaturas acima da ambiente. Os aos inoxidveis austenticos tambm so

largamente utilizados temperatura ambiente ou abaixo dela, como temperaturas

criognicas. Nestes casos, suas propriedades mecnicas e resistncia corroso

usualmente so de interesse.


40/162


41/162

21

Segundo Inoue [32], dependendo da temperatura pode ocorrer um escoamento

em pequena escala (a temperatura criognica) ou um escoamento em grande escala

(temperatura baixa, ambiente ou alta) durante a propagao da trinca. Em geral, aferrita acicular apresenta maior resistncia que a ferrita vermicular em uma matriz

austenca-ferrtica durante escoamento em pequena escala. Isto ocorre porque

durante a propagao da trinca na ferrita a baixas temperaturas, a ferrita vermicular

geralmente mais contnua e alinhada que a ferrita acicular, sendo que nesta o

caminho mdio de propagao da trinca menor que na ferrita vermicular. A

austenita (dctil) dificulta a propagao da trinca.

Kamiya e Kumagai [33] verificaram o efeito da microestrutura nas propriedadesmecnicas a baixa temperatura em aos SUS304L soldados por arco submerso. Em

seu estudo, ocorreu fratura frgil na regio com ferrita delta vermicular. Ibrahim [31]

observou fratura dctil na austenita caracterizada pela formao de alvolos.

Segundo Biggs e Pratt [34], os principais requisitos para a fratura nuclear so:

Acmulo de discordncias no contorno de gro;

Uma matriz rgida em torno do contorno de gro, onde as

discordncias esto presas aos tomos de soluto de maneira a retardar

o escoamento na regio.

Em seus estudos, os cristais que sofreram fratura frgil falharam por clivagem,

exibindo superfcies relativamente planas (001). Biggs e Pratt acreditam que a

fratura por clivagem nucleia no empilhamento de discordncias no contorno de

macla. Durante a propagao da trinca por clivagem, as tenses frente da trincanucleiam novas maclas, as quais seguram a trinca temporariamente, mas so

insuficientes para impedir sua propagao.

temperatura no severa, aos inoxidveis tendem a falhar exclusivamente por

um mecanismo de ruptura em que micro-vazios nucleiam em incluses e partculas

de ferrita [25]. Atravs deste mecanismo, os micro-vazios crescem e chegam

eventual coalescncia, ou seja, juntam-se a micro-vazios vizinhos.

Consequentemente, a resistncia fratura mdia controlada pela densidade emorfologia das partculas de segunda fase. Devido ferrita ser dctil s


42/162

22

temperaturas elevadas e temperatura ambiente, sua frao volumtrica e sua

morfologia no controlam o mecanismo de fratura, mas sim a densidade de

incluses. No entanto, a baixas temperaturas a ferrita frgil e pode levar reduona resistncia fratura da solda.

Liu et al. [35] estudou a fractografia da fratura frgil a baixa temperaturas do ao

inoxidvel austentico 18Cr-18Mn-N (o ao inoxidvel AISI 304, tambm austentico,

18Cr-8Ni). Foram verificados o modo de fratura e o comportamento de propagao

da trinca a 4, 77 e 293 K atravs de ensaio. As curvas tenso x deformao para 4,

77 e 293 K esto representadas na figura 2.11, j a figura 2.12 mostra a energia

absorvida nos ensaios Charpy em funo da temperatura.

Figura 2.11: Curva tenso x deformao do ao 18Cr-18Mn-0,7N para 4, 77 e 293 K [35]. Com areduo da temperatura, observa-se um aumento do limite de escoamento e reduo da deformaoplstica antes da ruptura do material (ductilidade).

Tenso(MPa)

Deformao (%)


43/162


44/162

24

trabalho de Liu et al. [35] A reduo na resistncia trao est associada

diminuio do componente plstico com o decrscimo da temperatura. A tabela 2.2

resume o efeito da temperatura nas propriedades mecnicas dos aos inoxidveisaustenticos:

Tabela 2.2: Efeitos do aumento da temperatura em aos inoxidveis austenticos.

Propriedade ou capacidade do

material

Efeito a partir do aumento da

temperatura

Mdulo de elasticidade Pouco se alteraDuctilidade Aumenta

Tenacidade Aumenta

Limite de escoamento Diminui

Figura 2.13: Variao dos valores de CTOD em funo da temperatura no metal de base (LT eTL) e de solda (soldagens TIG e por eletrodo revestido) [29]. A componente elstica da deformao

permanece praticamente inalterada com a variao da temperatura, ao contrrio da componenteplstica que aumenta com a temperatura.

TLTIG

Eletrodo Revestido

- Plstica

- Elstica

Temperatura(C)


45/162


46/162

26

O ndice de basicidade utilizado principalmente para se determinar o aumento

no teor de oxignio na soldagem por arco submerso, uma vez que ele fornece uma

medida aproximada da capacidade de oxidao do fluxo [40]. H diversasexpresses sugeridas para o clculo do ndice de basicidade, sendo a equao a

seguir proposta por Eagar [39]:

7 8 = 9: ;*#5?#@


47/162

27

Figura 2.15: Teor de oxignio no metal de solda em funo do ndice de basicidade na soldagempor arco submerso de ao carbono [39].

Fatores que afetam a resistncia de aos inoxidveis austenticos a baixas

temperaturas so os teores de carbono, cromo, nquel, oxignio e ferrita [37].

Carbono aumenta a resistncia da matriz, porm aumenta o teor de partculas de

segunda fase. Um aumento no teor de carbono afeta a facilidade para ocorrer a

coalescncia de alvolos, reduzindo a energia necessria para fraturar o material em

cerca de 2,4 J para cada 0,01% C a -196 C. Preferencialmente, o teor de carbono

para aplicaes sub-zero mantido abaixo de 0,04%.

Cromo o maior elemento formador de carboneto, por isso reduz a resistncia

fratura em aproximadamente 1,2 J para cada 1% Cr a -196 C [37]. Nquel favorece

a formao de austenita, aumentando a resistncia fratura, mas Molibdnio, por

ser um formador de ferrita, tambm leva a reduo da mesma. Para um metal de

solda 308L em arco submerso, os resultados de teste de impacto Charpy-V a 20 C

e -196 C so dados, respectivamente, por:

KV+20= 1491,1 386,2 O2 3,3 FN (2.12)

KV-196= 95,1 310,7 O2 1,5 FN (2.13)

ndice de basicidade

TeordeOxignio(%m

ssica)

Fluxos cidos

Fluxos bsicos


48/162

Onde O2 o teor d

Hgg [41], um baixo teo

vai de acordo com os eque apresenta a energi

teor de oxignio para sol

Figura 2.16: Energia de i

soldagens em 316LN realiza

O mangans atua d

de acordo com sua con

austenitizador, j em co

O nitrognio, de ma

[37, 42]. Este efeito vdiferentes equilbrios da

EnergiadeImpactoCharpya-196C

(J)

oxignio em massa e FN o nmero

r de oxignio leva a uma maior resistn

perimentos de Lancaster [37], represende impacto no ensaio Charpy-V a -1

dagens a arco submerso.

pacto Charpy-V a -196 C para metal de solda

as com eletrodos com revestimento bsico e de

duas maneiras distintas em aos inoxi

entrao: Quando em baixas concentra

centraes entre 5% e 8%, age como f

eira similar ao oxignio, favorece a for

aria com a temperatura. Isto pode es fases em diferentes temperaturas, o

Bsico

316LN

Rutlico316LN

Arco

Submerso

308L

Teor de Oxignio (% mssica)

28

de ferrita. Segundo

ia a impacto, o que

tados na figura 2.166 C em funo do

308L a arco submerso e

rutilo. [37]

dveis austenticos,

es, atua como um

rritizador.

mao de austenita

star associado aosa fatores cinticos


49/162

29

como a difuso destes elementos intersticiais: Uma maior facilidade de difuso de

nitrognio e oxignio favorece a transformao de ferrita em austenita durante o

resfriamento.

O estudo de Enjo, Kikuchi e Moroi [43] indicou que o aumento no teor de

nitrognio em um ao inoxidvel AISI 304 benfico em sua capacidade de

absorver impactos at aproximadamente 1600~1700 ppm, conforme a figura 2.17.

Provavelmente at esta concentrao, o nitrognio dissolvido pela austenita. A

partir desta faixa, deve ocorrer sua precipitao.

Figura 2.17: Efeito do teor de Nitrognio no ensaio Charpy para material soldado por eletrodo

revestido com e sem tratamento trmico de solubilizao. [43]

Solubilizado

Conforme soldado

ValordeImpactoCharpy(J/cm)

Teor de Nitrognio (ppm)


50/162

30

A tabela 2.3 a seguir apresenta resumidamente os efeitos de diferentes

elementos de liga nas propriedades mecnicas de aos inoxidveis austenticos a

baixas temperaturas:

Tabela 2.3: Efeitos de diferentes elementos de liga nas propriedades mecnicas de aosinoxidveis austenticos a baixas temperaturas.

Elemento

de ligaEfeitos positivos Efeitos negativos

OAge como austenitizador (sua

difuso facilita a transformao

de ferrita em austenita).

Reduz ductilidade.

CAumenta resistncia fratura da

matriz.

Aumenta teor de partculas de

segunda fase.

Cr -Reduz resistncia fratura

(favorece formao de carboneto).

NiAumenta resistncia fratura

(favorece formao de austenita).-

Mo -Reduz resistncia fratura

(favorece formao de ferrita).

Mn

Age como austenitizador (em

baixas concentraes).

Age tambm como ferritizador (em

concentraes entre 5% e 8%).

N

Age como austenitizador (sua

difuso facilita a transformao

de ferrita em austenita).

-

2.4.7 Soldagem de aos inoxidveis austenticos


51/162

31

Os processos mais utilizados para a soldagem de aos inoxidveis so [23]:

SMAW (Shielded Metal Arc Welding eletrodo revestido);

GTAW (Gas Tungsten Arc Welding - TIG);

GMAW (Gas Metal Arc Welding MIG/MAG).

A soldagem por eletrodo revestido utilizada para servios em geral

(particularmente no campo e em diferentes posies), por TIG na soldagem de

peas de menor espessura, e por MIG/MAG para juntas mais espessas

(apresentando maior produtividade) [23].

Segundo Modenesi [23], a soldagem de aos inoxidveis necessita de limpeza a

fim de minimizar contaminaes as quais podem reduzir sua resistncia corroso.

Tambm se devem ter cuidados com a forma do cordo, pois irregularidades na

superfcie podem acumular sujeira e iniciar corroso. Algumas diferenas nas

propriedades fsicas entre aos comuns e inoxidveis tambm devem ser levadas

em conta durante a soldagem:

Menor temperatura de fuso;

Menor condutividade trmica;

Maior coeficiente de expanso trmica;

Maior resistncia eltrica.

Aos inoxidveis austenticos so relativamente simples de se soldar, exceto

aos com adio de enxofre (para melhorar usinabilidade) [23]. Os aos austenticos

apresentam coeficiente de expanso trmica cerca de 45% maior, maior resistncia

eltrica e menor condutividade trmica que aos doces. Caso o teor de carbono seja

maior que 0,06%, pode ocorrer a precipitao de carbonetos nos contornos de gro

da zona afetada pelo calor durante o ciclo trmico da soldagem, prejudicando assim

sua resistncia corroso. Para minimizar este efeito, recomenda-se que a

soldagem seja realizada com maior velocidade de deslocamento.

Devido sua menor temperatura de fuso e condutividade trmica, os aosinoxidveis austenticos geralmente utilizam uma corrente de soldagem menor que a


52/162

32

utilizada para aos doces [23]. Porm, devido ao metal de solda de aos inoxidveis

austenticos apresentarem maior viscosidade, a corrente de soldagem no pode ser

muito baixa pois leva falta de penetrao. Seu maior coeficiente de expansotrmica os torna susceptveis a distores durante a soldagem, sendo necessrias

tcnicas para minimiz-las. Por exemplo, utilizam-se dispositivos de fixao e

ponteamento cuidadoso na soldagem de chapas finas. Para aplicaes criognicas,

em que necessria uma estrutura completamente austentica na regio da solda,

deve-se utilizar eletrodos com baixos teores de enxofre e fsforo e elevada relao

Mn/S, alm de procurar minimizar as tenses na solda.

As dificuldades encontradas na soldagem de aos inoxidveis so oriundas dereaes de micro constituintes dos aos temperatura de soldagem, ou de

interaes entre os aos e ligas dissimilares [23]. A fim de eliminar a diluio,

necessrio utilizar uma baixa energia de soldagem durante o primeiro passo de

soldagem. Isto pode ser realizado com um eletrodo de dimetro pequeno a uma

corrente mais baixa e uma tenso mais alta. Tambm podem ser utilizados metais

de adio que fornecem maior quantidade de elementos de liga, a fim de compensar

possveis diluies.

Em aos inoxidveis austenticos, como o AISI 304, a resistncia corroso da

zona afetada pelo calor de uma solda pode ser seriamente reduzida pela

precipitao de partculas de carbeto de cromo ao longo dos contornos de gros,

que resulta em sua sensitizao. A depleo em cromo na regio adjacente aos

contornos de gros reduz a resistncia corroso da matriz devido ao cromo

precipitado na forma de carbeto [44].

De acordo com Chi et al. [25], um dos requisitos das soldas para a maioria dos

aos inoxidveis austenticos que haja ferrita suficiente em sua microestrutura para

prevenir qualquer tendncia a trincas durante a solidificao. Desta forma, reas

susceptveis a trincas contendo enxofre e fsforo, conhecidos por estarem

associados a problemas de trincas, podem dissolver em ferrita ao invs de precipitar

na austenita. Alm disso, a ausncia de ferrita pode causar trincas por solidificao

longitudinal no metal de adio. No entanto, altas concentraes de ferrita em aos

inoxidveis austenticos podem levar a uma reduo em sua trabalhabilidade a


53/162

33

quente, e assim, em sua ductilidade. A fim de se balancear as vantagens e

desvantagens da presena de ferrita delta, normalmente se especifica que a frao

volumtrica de ferrita delta na microestrutura varie entre 5 a 10%. A tabela 2.4apresenta os efeitos de interesse e os impactos negativos da ferrita na soldagem de

aos inoxidveis austenticos para utilizao a baixas temperaturas:

Tabela 2.4: Vantagens e desvantagens da presena de ferrita durante a soldagem de aosinoxidveis austenticos para utilizao a baixas temperaturas.

Vantagem Desvantagens

Preveno de trincas durante a

solidificao

Reduo na ductilidade a quente

Reduo na tenacidade a baixas

temperaturas

Estudos anteriores mostraram que se aumentando o nmero de passes na

soldagem por arco submerso em ao inoxidvel 316L levou deteriorao da

ductilidade e resistncia ao impacto no metal da solda atribuda s alteraes

morfolgicas causadas pelo reaquecimento e resfriamento de passes subseqentes

[25].

As soldas nos aos inoxidveis austenticos tambm tendem a falhar por um

mecanismo de fratura frgil decorrente da formao e crescimento de vazios que

eventualmente formam a superfcie da fratura. A resistncia das soldas deve,

portanto, ser aumentada caso outras fases como ferrita, carbetos de cromo e

incluses sejam reduzidas ou eliminadas [4].

A fim de se prever a microestrutura da solda e possveis problemas, podem ser

utilizados diagramas empricos como o Diagrama de Schaeffler (figura 2.18) a partir

da composio qumica do metal em questo, expressa em funo dos teores

equivalentes de cromo (Creq) e de nquel (Nieq).


54/162

34

Figura 2.18: Diagrama de Schaeffler [45], atravs do qual se pode prever a microestrutura dasolda.

O diagrama de Schaeffler adaptado para soldagem na figura 2.19 est dividido

em regies as quais representam problemas na soldagem de aos inoxidveis:

1. Estrutura totalmente austentica na solidificao, com elevada

sensibilidade formao de trincas durante a solidificao ou perda de

ductilidade acima de 1250C;

2. Altos teores de liga, que acarretam formao de fases intermetlicas aps

aquecimento entre 450C e 900C, levando fragilizao;

3. Estrutura ferrtica, a qual apresenta grande crescimento de gro na zona

afetada pelo calor e zona fundida, levando fragilizao;

4. Formao de martensita na zona afetada pelo calor e zona fundida devido

a elevada temperabilidade, levando fragilizao e fissurao pelo

hidrognio e formao de martensita.


55/162

35

Figura 2.19: Diagrama de Schaeffler dividido em diferentes regies problemticas durante a

soldagem de aos inoxidveis: formao de trincas de solidificao ou por perda de ductilidade acimade 1250C (1), fragilizao por formao de fases intermetlicas aps aquecimento entre cerca de450C e 900C (2), fragilizao por crescimento de gro (3), fragilizao e fissurao por formao demartensita (4). [23]

Observa-se, na regio central do diagrama, uma rea a qual no atingida por

nenhum dos quatro problemas citados anteriormente. Desta forma, procura-se

utilizar consumveis que levem a esta regio do diagrama aps sua diluio com o

metal de base.

2.4.8 Reaes qumicas durante a soldagem

De acordo com Grong [40], pode-se analisar a transferncia de massa durante a

soldagem considerando-se um modelo de reao de duas fases:


56/162

36

1. Estgio de alta temperatura: as reaes atingem um estado de pseudo-

equilbrio local;

2. Estgio de resfriamento: as concentraes atingidas no primeiro

estgio se alteram pela rejeio de elementos dissolvidos no lquido.

Conforme indicado na figura 2.20, o estgio de alta temperatura compreende

tanto as interaes gs-metal quanto as interaes escria-metal que ocorrem na

ponta do eletrodo, no plasma do arco ou na parte mais aquecida na poa de fuso, e

caracterizada pela absoro extensiva de elementos no metal lquido. Durante o

estgio de resfriamento que ocorre aps a passagem do arco, a supersaturao

rapidamente aumenta, devido reduo na solubilidade dos elementos com a

reduo das temperaturas. Com isto, o sistema rejeita os elementos dissolvidos no

lquido por uma reao gs-metal (desoro) ou por precipitao de novas fases. No

ltimo caso, a extenso de transferncia de massa determinada pela taxa de

separao dos produtos de reao na poa de fuso. Deve-se notar que a ligao

entre os dois estgios no bem definida, ou seja, a separao de fases pode

ocorrer simultaneamente com a absoro na regio mais aquecida da poa de

fuso.


57/162

37

Figura 2.20: Modelo de reao de duas fases na poa de fuso. [40]

De acordo com Indacochea et al. [46], atingir o equilbrio das reaes durante o

processo de soldagem improvvel devido aos seguintes fatores:

Grandes gradientes de temperatura;

Grandes gradientes de densidade;

Presena de diferentes fases (escria, metal e plasma);

Alta corrente eltrica;

Grande transferncia de energia pelo arco.

Regio quente da

poa de fuso

Regio fria da poa de

fuso

Temperatura mxima

Rejeio de elementosdissolvidos

Absoro deelementos

Concentrao mxima

Concentrao de equilbrio na temperatura de fuso

Metaldesoldaslido

Metaldesoldaslido

Metaldesoldaslido

Metaldesoldaslido

Temperatura

Concentrao

Tempo

Zona

Cinzenta


58/162

38

Durante o resfriamento da poa de fuso, a concentrao de oxignio se altera

atravs da reao com desoxidantes presentes no metal de solda. No entanto, a

quantidade de oxignio encontrada analiticamente muito maior que a previstatermodinamicamente [47]. Isto se deve a uma separao de fases incompleta, que

ocorre porque a escria precipitada possui uma densidade menor que o metal de

solda fundido. No entanto, a escria no atinge o topo da regio fundida devido ao

pequeno intervalo de tempo para crescimento e flotao das partculas, de forma

que deve ser considerada a cintica das reaes.

O teor de oxignio em um metal de solda pode ser reduzido atravs de:

Aumento do tempo de reteno da poa de fuso;

Aumento da proporo mangans/silcio.

O aumento do tempo de reteno da poa de fuso est relacionado ao aumento

de tempo disponvel para o crescimento e flotao das partculas de xidos. Esta

teoria leva em conta que a flotao possui papel importante na remoo de produtos

de desoxidao da poa de fuso, sendo que a velocidade mdia de ascenso v das

partculas aproximada pela lei de Stokes:

R = STU V

KW (2.14)

Onde g a constante gravitacional, dp o dimetro da partcula, a diferena

entre a densidade do ao fundido e das incluses, e a viscosidade do ao.

A desoxidao por Si-Mn geralmente leva produo de SiO2e MnO fundidos,

com pequena formao de FeO. Assim, pode-se considerar a reao global entre Si,Mn e O:

Si + 2 (MnO) 2 Mn + (SiO2) (2.15)

Quando o metal de solda apresenta uma alta proporo Mn/Si, a precipitao de

mangans leva ao aumento da atividade de SiO2no produto de reao, permitindo

melhor desoxidao. No entanto, o teor de oxignio em equilbrio tambm depende

da quantidade total de elementos desoxidantes presentes no ao, de maneira queuma alta proporo Mn/Si, por si s, no garanta maior desoxidao. A precipitao


59/162

39

de mangans deve, em princpio, promover uma melhor separao de fase devido

ao rpido aumento das partculas de xido por coalescncia.

A composio qumica na poa de fuso pode mudar devido a reaes

termoqumicas e eletroqumicas na gota da ponta do arame (durante a transferncia

da mesma) e na poa de fuso em contato com o arco eltrico ou com a escria

fundida [46, 48, 49, 50]. Segundo Blander e Olson [48], as reaes entre diferentes

fases controladas pela interface devem levar em conta aspectos cinticos e

termodinmicos do processo. As densidades de corrente na soldagem por arco

submerso so mais altas na interface da escria com o arame que na interface com

a poa de fuso, de forma que a probabilidade da haver uma interface escria-metal maior na poa de fuso que no arame [51]. Para um arame andico (eletrodo

negativo), a reao andica:

nO2-+ MMOn+ 2 ne (2.16)

Onde M um metal na interface arame-escria e n a valncia de M no xido,

leva a um PO2 relativamente alto no arame, produzindo assim xidos na interface.

Caso o metal M seja Fe, a reao com metais menos nobres como Mn (ou Cr ou Si),:

FeO + Mn MnO + Fe (2.17)

A qual reduz as concentraes de Mn (ou Cr ou Si) na interface metal-xido. O

metal menos nobre difunde para a interface e reage com FeO para formao do

xido. Desta forma, o arame fundido preferencialmente perde os metais menos

nobres para a fase do xido da interface. Aps a formao de uma gotcula formadaa partir do arame se separar do mesmo, a reao eletroqumica cessa, mas reaes

conforme (2.16) continuam a ocorrer. Os xidos produzidos difundem ento tanto

para o metal quanto para o fluxo. A velocidade de dissoluo depende de fatores

cinticos e tambm do potencial qumico do xido na interface, na escria e na fase

metlica. Assim, uma escria pobre em xido de ferro dissolve a maior parte do

produto FeO e reduz o aumento da concentrao de oxignio no metal de solda. Por

outro lado, apenas FeO difunde significativamente no metal devido aos altos


60/162

40

coeficientes e baixa solubilidade de MnO, Cr2O3 e SiO2 no metal. As reaes

catdicas (em eletrodos positivos) levam eletrodeposio dos metais:

M2++ 2eM (2.18)

Si4++ 4eSi (2.19)

Onde M2+ pode ser Fe2+, Mn2+ ou outros ons metlicos no fluxo, Conforme

representado na figura 2.21:

Figura 2.21: Eletrodeposio de metais em reaes catdicas (eletrodo positivo). Adaptado de[49].

Mesmo quando inicialmente no h a presena de FeO ou MnO, a reao (2.17)

levar formao do mesmo na interface. No contato inicial entre uma gotcula do

arame fundido ou da poa de fuso com a escria, o equilbrio da reao ser

atingido em uma espessura infinitesimal da interface. Caso no haja conveco em

nenhuma das fases, as composies na interface permanecero constantes

Escria fundida

Cavidade

do arco

Poa de fuso


61/162

41

enquanto o comprimento de difuso for relativamente pequeno em relao s

dimenses das fases.

Uma possvel reao de carbono com SiO2, dada a seguir, pode causar aumento

da concentrao de Si no metal fundido:

2 C + SiO22 CO + Si (2.20)

Para que (2.20) ocorra a uma velocidade significativa, o produto CO deve estar

na forma gasosa, ou seja, uma bolha deve nuclear antes que a fase metlica entre

em contato com o plasma do arco.

Como o teor final de oxignio no metal de solda controlado pela perda de

xidos precipitados antes da solidificao, a fase de separao favorecida pelas

condies turbulentas existentes na regio quente da poa de fuso logo abaixo do

arco [47]. Neste caso, a turbulncia aumenta a probabilidade de coliso e

coalescncia das incluses, alm de favorecer sua subida superfcie.

A seqncia de reaes durante a desoxidao pode ser esquematizada

conforme a figura 2.22. Nela assume-se que o equilbrio entre os reagentes e aescria precipitada mantido at a temperatura de solidificao, de forma que a

poa de fuso possa ser dividida em duas regies principais:

Zona quente da poa de fuso, caracterizada pela oxidao e

desoxidao simultneas do metal, onde a separao de escria

precipitada ocorre continuamente devido elevada turbulncia;

Zona fria da poa de fuso, onde permanece a maioria da escriaprecipitada como partculas finas dispersas, devido baixa turbulncia.


62/162

42

Figura 2.22: Reaes durante a desoxidao do metal de solda. O grfico direita indica o teorde oxignio para as diferentes faixas de temperaturas ao longo do centro do arco de soldagem. [47]

A fronteira entre as zonas fria e quente da poa de fuso no bem definida,

no entanto depende das condies de soldagem tais como parmetros de soldagem

e fluxo. A concentrao final de oxignio controlada pelo pseudo-equilbrio local

entre reagentes e escria precipitada na zona quente da poa de fuso.

2.5 Soldagem por arco submerso

2.5.1 Histrico

A utilizao de um fluxo granulado juntamente com um arame eletrodo de

alimentao contnua teve incio em 1935 na fabricao de tubos e navios [52]. Entre

1939 e 1945, ocorreu a automatizao do processo, intensificando assim seu uso.

Isto permitiu a rpida construo de equipamentos pesados durante a II Guerra

Mundial, sobretudo navios. Desta forma o processo se consolidou, e os principais

desenvolvimentos realizados esto relacionados aos fluxos e equipamentos

utilizados.

Zona fria da

poa de fuso

Zona quente da

poa de fuso

Desoxidao/

Separao de fase

Oxida oDesoxidao/ Separao

de fase incompleta

Concentrao final de

oxignio no metal de solda


63/162

43

A utilizao de mltiplos arames na soldagem por arco submerso tem uma de

suas primeiras referncias datada 1954 [25]. No incio da dcada de 1980, Ratzsch

desenvolveu o processo no qual se utiliza dois arames para a soldagem por arcosubmerso de lado nico.

No Brasil, o processo utilizado principalmente na indstria de equipamentos

metlicos tais como tubos, navios, perfis, plataformas martimas, trocadores de calor

e equipamentos pesados, assim como na recuperao de peas como cilindros de

laminao e peas rodantes de tratores [52].

Atualmente, a soldagem por arco submerso o mtodo mais rpido e com

melhor custo x benefcio para soldagem de vasos de presso [53]. Para usos a

baixas temperaturas ou criognicas, so utilizados arames dos tipos 308, 308L, 316

ou 316L. No entanto, na soldagem por arco submerso difcil manter os requisitos

de impacto a temperaturas abaixo de -196 C.

2.5.2 Processo

Na soldagem por arco submerso, o arco eltrico estabelecido entre o arame-

eletrodo e o metal a ser soldado. O arco se estabelece submerso em uma camada

de fluxo, desta forma a soldagem ocorre sem a produo de fascas, luminosidades

e respingos. Consequentemente, o processo possui elevado rendimento metalrgico

[52].

Os fluxos utilizados so projetados para suportar as elevadas correntes de

soldagem usadas no processo [52]. Sua funo de proteger a poa de solda contra

os gases da atmosfera (oxignio e nitrognio) e atuar como desoxidante (limpando o

metal de solda e podendo modificar a composio qumica do metal de solda). Os

fluxos podem ser divididos em:

Aglomerados: constitudos de compostos minerais finamente modos, a

estes adicionado um agente aglomerante, como o silicato de sdio ou depotssio;


64/162

Fundidos: co

aglomerados,

vidro metlicdimenses re

soldagem.

Os eletrodos utiliza

trefilao e possuem fa

geral cobreados a fi

armazenamento.

Durante o processo

do fluxo e a ponta do el

pelo fluxo escorificante (

fluxo, na forma de grn

contra contaminaes e

slida. Ao se deslocar

escria sobrenada e se

um ponto de fuso s

permanece lquida. De

solidificado do oxigni

solidificao da escria

processo se encontra n

Figura 2.23: Soldagem p

stitudos dos mesmos compostos

mas com os ingredientes fundidos em f

, o qual depois reduzido a partculaueridas para assegurar as caracters

os na soldagem por arco submerso

ixas de composies qumicas especifi

de evitar oxidao em sua su

e soldagem, o calor produzido pelo arc

trodo [52]. Desta forma, a zona de sold

fundido) e tambm por uma camada de

los, atua como fundente, alm de prote

atuar como isolante trmico, concentra

eletrodo ao longo da junta, o fluxo f

separa do metal de solda. O metal de

uperior ao da escria, solidifica-se

sta forma, a escria protege o met

e do nitrognio provenientes da

, remove-se esta e o fluxo no fundi

figura 2.22.

r arco submerso. [52]

44

inerais dos fluxos

rno para formar um

granulares com asicas necessrias

so fabricados por

cadas [52]. So em

perfcie durante o

eltrico funde parte

agem fica protegida

fluxo no fundido. O

er o metal de solda

do o calor na parte

ndido na forma de

solda, o qual possui

nquanto a escria

l de solda recm-

atmosfera. Aps a

o. O esquema do


65/162

45

A soldagem por arco submerso pode ser semi ou totalmente automtica [52]. Em

ambas o eletrodo alimentado de um rolo at a pistola ou cabeote de soldagem. Ofluxo alimentado por gravidade, caindo frente do eletrodo ou concentricamente a

ele. Desta forma, o fluxo e o eletrodo podem ser alterados a qualquer momento,

diferentemente de outros processos com eletrodos revestidos. Alm disso, o

processo permite o uso de uma ampla faixa de intensidade de corrente, tenso e

velocidade de avano.

O processo pode ser realizado com corrente de elevadas intensidades (acima de

2000 A) e altas densidades de corrente (de 60 a 100 A/mm) [52]. Desta forma, h

elevada taxa de deposio, tornando o processo econmico e rpido. Em geral, o

tempo mdio gasto pelo processo de um tero em relao soldagem por

eletrodos revestidos.

Sua maior desvantagem , no entanto, o processo ser obrigatoriamente realizado

na posio plana ou horizontal, pois a camada de fluxo sobre a poa sustentada

pela ao da gravidade [52].

2.5.3 Equipamentos

Os componentes bsicos do equipamento de soldagem por arco submerso

podem ser observados esquematicamente na figura 2.23.


66/162

46

Figura 2.24: Esquema dos componentes bsicos do equipamento de soldagem por arcosubmerso. [52]

Para a utilizao de corrente contnua na soldagem, as fontes de energia podem

ser do tipo gerador ou transformador-retificador [52]. Para corrente alternada, utiliza-

se transformador. As fontes de energia devem ter capacidade de 600 a 1500 A,

sendo que fontes de menor capacidade podem ser ligadas em paralelo. Nelas, o

controle pode ser:

Tenso constante: mais utilizadas que a soldagem em corrente constante,

a tenso pr-determinada e o sistema corrige automaticamente a

velocidade de alimentao do eletrodo, mantendo desta forma a tensoconstante. A intensidade de corrente ajustada na fonte de energia.

Corrente constante: a intensidade pr-determinada, mantendo-se assim

a velocidade de alimentao do eletrodo constante. A tenso aplicada

ajustada na fonte de energia.

O cabeote de solda composto por motor-redutor, rolos de compresso, guias

para alimentar o eletrodo pea a ser soldada e tubo de contato eltrico, o qualtransmite a corrente ao eletrodo [52].


67/162

47

O fluxo alimentado atravs de um reservatrio acoplado tocha ou cabeote,

o qual alimenta continuamente o sistema [52]. O movimento deste se d por duas

maneiras: o cabeote se movimenta sobre a pea a ser soldada ou a pea se movee o cabeote permanece fixo.

Os equipamentos podem ser:

Arco submerso semi-automtico: o soldador empunha a tocha a qual

conduz o eletrodo e possui um recipiente contendo o fluxo. Os controles

dos parmetros de soldagem so realizados na fonte, exceto a velocidade

de avano, a qual determinada pelo movimento da mo do soldador;

Arco submerso automtico: o operador guia o cabeote sobre a junta a

ser soldada. Os controles se encontram em um painel, geralmente

acoplado ao cabeote;

Arco submerso geminado: a soldagem realizada simultaneamente por

dois eletrodos nus acoplados a um mesmo cabeote e utilizando a

mesma fonte de energia. O processo normalmente utilizado para a

execuo de revestimentos devido a sua baixa diluio e pequena

penetrao;

Arco submerso tandem com dois ou trs eletrodos: diferentemente do

arco submerso geminado, os eletrodos so acoplados em cabeotes

separados, formando assim arcos eltricos distintos ligados a fontes de

energia separadas. Em geral, o 2 e o 3 eletrodos so acoplados a fontes

de corrente alternada;

Arco submerso para soldagem com fita: ideal para revestimentos, pois

permite cordes de solda com at 100 mm de largura. O equipamento

utiliza um cabeote o qual conduz uma fita com 30 a 100 mm de largura

como eletrodo, fornecendo devido a esta largura penetrao e diluio

baixas e elevada taxa de deposio.


68/162

48

A utilizao de processos com mais de um arame leva a um aumento de

produtividade atravs de uma maior velocidade de soldagem, bem como a uma

menor adio de calor e reduzido potencial de distoro da pea [25].

2.5.4 Parmetros do processo

A corrente eltrica determina a taxa de deposio, a profundidade de penetrao

da poa de solda no metal de base e a quantidade de metal de base fundido.

Mantendo-se os demais parmetros constantes, ao se elevar a corrente aumenta-se

a penetrao e a taxa de deposio. Deve-se salientar a importncia da corrente

escolhida, que deve estar dentro da faixa adequada para o dimetro do eletrodo

utilizado: uma corrente muito

comparação de juntas soldas de aço inoxidavel aisi 304 para aplicação em baixa temperatura...

Documents