CT-80 Determinação da resistência ao impacto da região de grão grosseiro da ZTA do aço

API5L X80 soldado em condições de alta energia

(Determination of impact strength of the coarse grain region of the heat affected zone of API5L X80 steel

welded in high energy condition)

Dr. Sc. Angel Rafael Arce Chilque1, Camila Rita de Souza

1, Marcus Vinícius da Silva Jardim

1,

Priscila Nascimento Gonçalves1, Sheron Stephany Tavares

1

1Universidade do Estado de Minas Gerais (UEMG), Departamento de Engenharia Metalúrgica, João

Monlevade, Minas Gerais, Brasil, anarcec@yahoo.com

RESUMO

O presente trabalho trata de relacionar a resistência ao impacto com a microestrutura e o tamanho de grão da

região de superaquecimento da ZTA (GGZTA) quando soldado na condição de elevado aporte térmico. Para

execução prática deste trabalho, um chapa do aço API5L X80 de 19 mm de espessura foi soldada pelo processo

manual com eletrodo revestido para os passes de raiz e arame tubular robotizado para os passes de

acabamento. Para o primeiro processo foi utilizada uma energia de 1740 J/mm e 2470 J/mm para o segundo.

Ensaios metalográficos e mecânicos foram realizados visando a caracterização da junta soldada, em particular

o ensaio Charpy. Os resultados obtidos neste trabalho mostram que a metodologia empregada permite detectar

a influência da estrutura metalúrgica e do tamanho de grão da GGZTA na resistência ao impacto da mesma.

Palavras-chave: Aço API 5L X80; resistência ao impacto; alta energia de soldagem.

Abstract: The present study aimed established a relation between the impact test resistance with the

microstructure and the grain size of the coarse-grained region of the heat affected zone when welded in high

energy conditions. For practical execution of this study, one plate of API 5L X80 of 19 mm thickness steel was

welded by manual shielded metal arc welding process for root passes and robotized flux-cored arc-welding for

the finishing beads. For the first process was utilized 2470 J/mm and 1740 J/mm for the second process of heat

input. The results showed that the methodology used permitted detect a influence of the metallurgical structure

and the grain size of the coarse-grained region with the impact test results.

Keywords: API5L X80 steel; impact strength; high energy welding.

1. Introdução

O crescimento econômico mundial tem impulsionado o aumento no consumo de energia, como o

petróleo e o gás. NETO [1] explica que o transporte por dutos é a maneira mais barata de conduzir óleo e gás, no

entanto, deve ser realizado com confiabilidade e segurança operacional para evitar prejuízos econômicos e,

principalmente, ambientais. Desta maneira, a construção de sistemas duto viários que suportem maiores pressões

internas aliadas a uma redução nas espessuras dos tubos é fundamental a este processo. Por esta razão, a

indústria siderúrgica vem desenvolvendo aços que supram tais necessidades além de apresentarem elevadas

características mecânicas.

Os aços ARBL (Alta Resistência e Baixa Liga) é exemplo deste desenvolvimento, pois além de elevada

resistência mecânica, possuem boa tenacidade e soldabilidade. Eles são empregados em vários setores industriais

como é o caso do uso de tubos de grandes diâmetros na indústria do petróleo.

Nas últimas décadas, o Brasil, alavancado pela autossuficiência da Petrobrás, vem sendo palco da

crescente demanda na fabricação de tubos de grande vazão, por esta razão, estudos na soldagem dos aços ARBL,

tipo API5L X80, X100 e X120, vem sendo realizados.

O aço API5L X80 tem elevada resistência mecânica e considerável resistência ao impacto, entretanto,

estas propriedades podem ser modificadas pelo aporte térmico imposto durante a operação de soldagem,

principalmente na região a Grão Grosseiro da Zona Termicamente Afetada (GGZTA). Portanto, este trabalho

tem como objetivo geral a caracterização da estrutura metalúrgica e das propriedades mecânicas, em particular a

resistência ao impacto quando um aporte calorífico elevado é empregado com o processo arame tubular

robotizado (FCAW).

2. Materiais

I CONGRESSO PAN-AMERICANO DE SOLDAGEM

XL CONSOLDA – CONGRESSO NACIONAL DE SOLDAGEM

SÃO PAULO – BRASIL – 20 – 23, Outubro, 2014

O aço X80, especificado pela norma API5L 2000 [2], é o metal de base utilizado neste trabalho, cuja

composição química e outras características são apresentadas na tabela 1.

Tabela 1. Composição química e propriedades mecânicas do aço API5L X80.

Fonte: USIMINAS

Para a composição dos passes de raiz (dois) foi selecionado o eletrodo básico E 9018-M de 3,25 mm de

diâmetro; e para os cordões de acabamento (dois) foi escolhido o Arame Tubular Autoprotegido OK Tubrod

98OA (AWS E91T8-G) com diâmetro de 1,6 mm, ambos de fabricação ESAB, conforme podem ser observados

nas tabelas 2 e 3.

Tabela 2. Dados de Composição química Eletrodo Revestido E 9018-M.

Metal de

adição Diâmetro C Si Mn P S

E 9018-M 3,25 mm

0,072 0,418 1,087 0,023 0,013

Ni Cr Mo Cu Al

1,589 0,084 0,17 0,035 0,002

V Nb Ti CE iiw Pcm

0,014 0,003 0,023 0,415 0,21

Tabela 3. Dados de Composição química Arame Tubular Autoprotegido AWS E91T8-G.

Metal de adição Diâmetro C Si Mn P S N

E-91T8-G 1,60 mm

0,042 0,234 2,013 0,0126 0,0019 0,0042

Ni Cr Mo Al V Nb

0,66 0,043 0,028 0,718 0,046 0,015

Ti Cu Ca V+Nb+Ti CE iiw Pcm

0,005 0,005 0,0019 0,025 0,437 0,166

Para os passes de raiz foi utilizado processo manual com médio aporte térmico. A energia de soldagem

foi obtida através da realização da média dos valores dos cordões de raiz superior e inferior. Na soldagem dos

passes de acabamento foi utilizado o processo robotizado com arame tubular, como o processo foi automatizado,

os parâmetros de tensão, corrente e velocidade de soldagem foram programados no robô, não ocorrendo

variações dos mesmos, logo, foi possível obter uma elevada energia de soldagem em relação aos passes de raiz,

como visto na tabela 4.

Tabela 4. Parâmetros de Soldagem.

Metal de Base Corrida C Si Mn P S N

API 5L X80

(espessura:

19 mm)

801778876

0,04 0,18 1,79 0,014 0,001 0,005

Ni Cr Mo Al V Nb

0,01 0,14 0,2 0,026 0,027 0,066

Ti Cu Ca V+Nb+Ti CE iiw Pcm

0,01 0,015 0,0019 0,107 0,413 0,161

Dureza Vickers Tração Direção Transversal – Largura CP =38,1 mm

(HV¹ºº) LE0,5

(Mpa) LR (MPa) ALO (BM=2")

561 683 34

Charpy CVN-2mm Direção Transversal – CPs full size

LE/LR Temperatura Energia Absorvida (J) Área Fratura dútil (%)

0,82 - 20°C 143 100

Passes de raiz (Eletrodo revestido - manual)

3. Metalografia

O corpo de prova soldado foi cortado para obtenção dos diferentes ensaios mecânicos e metalográficos.

Foram efetuados cortes com uma serra de fita e uma cortadeira metalográfica. Após o corte, cada corpo de prova

foi preparado de acordo com a sequência das etapas de preparação. O ataque após o polimento foi realizado com

o reagente Nital a 2%. Depois de preparadas, as amostras foram analisadas por macrografia e micrografia,

utilizando estereoscópio e microscópio óptico Leitz, modelo Aristomet, acoplado ao analisador de imagens

Olympus Stream no aumento de 200X, respectivamente. A Figura 1 mostra a macrografia da junta soldada com

chanfro em K, tendo sido realizado dois cordões de raiz (superior e inferior) e dois cordões de acabamento

(superior e inferior), totalizando quatro cordões na junta. Os resultados micrográficos são apresentados mais

adiante.

O ensaio de microdureza Vickers (HV) foi realizado através do microdurômetro Shimadzu, modelo

HMV-2T, com carga de 100 gramas durante 15 segundos. Foram efetuados três perfis de dureza na junta

soldada: (a) horizontal ao longo do passe de raiz e cordão de acabamento superior; (b) vertical ao longo da ZF e

(c) nas regiões de grão grosseiro e intercrítica da ZTA, conforme se observa na Figura 1.

Figura 1. Macrografia da junta soldada com chanfro em K; ressaltam-se as linhas onde foram feitas as medições

de microdureza.

Para revelar o tamanho do antigo grão austenítico da GGZTA, as amostras foram atacadas com uma

solução de ácido pícrico. Em seguida, fotos da região de crescimento do grão foram obtidas, com aumentos de

200X, através do microscópio óptico. O diâmetro médio do grão e o tamanho de grão ASTM foram obtidos por

interpolação com os valores da norma ASTM E112 [3].

Para a medição da largura da ZTA, pontos foram selecionados através do microdurômetro com aumento

de 400X e através da média e desvio padrão de tais pontos, encontrou-se o valor da largura total da ZTA.

3.1 Ensaio de impacto Charpy V

O ensaio Charpy V foi realizado no equipamento da marca Instron Wolpert PW30. Foram retirados

corpos de prova para cada temperatura escolhida tanto para a ZF como para a GGZTA. Para o exame da ZF o

teste foi realizado a -20°C e para a GGZTA 0ºC, -20°C e -40°C. No caso do estudo da resistência ao impacto da

GGZTA, tomou-se o cuidado de se colocar o entalhe na referida região, razão pela qual, foi usado chanfro em K.

Uma melhor condição para colocação do entalhe na GGZTA foi obtida na condição de soldagem de alta energia

em que se tem uma ZTA mais larga.

Ƞ Tensão (V) Corrente

(A) Velocidade de soldagem (mm/s)

Stick out

(mm)

Energia de soldagem

(J/mm)

0,79 24 135 1,74 - 1740

Passes de acabamento (Arame tubular – robotizado)

Ƞ Tensão (V) Corrente

(A) Velocidade de soldagem (mm/s)

Stick out

(mm)

Energia de soldagem

(J/mm)

0,8 25 247 2 30 2470

4. Resultados e Discussões

A composição química do MB é apresentada na Tabela 1 assim como o valor do Carbono Equivalente

(CEIIW) do IIW e do Parâmetro de carbono equivalente (Pcm). Em relação aos resultados dos cálculos, nota-se

que em princípio o aço API5L X80 possui boa soldabilidade, pois seus valores de CEIIW e Pcm são,

respectivamente, 0,413% e 0,161%, o que está em acordo com a norma API5L 2000, a qual define que para

chapas com espessura inferior a 20,3 mm os valores do CEIIW e Pcm aceitáveis são inferiores a 0,43% e 0,25%,

respectivamente. Em relação à somatória de Vanádio (V), Nióbio (Nb) e Titânio (Ti), os CP’s estão de acordo

com a norma que especifica que a referida soma não pode exceder a 0,15% e, como a referência para o MB,

mostrado na Tabela 1, é de 0,107%, ele está condizente à norma.

A Figura 2 apresenta os valores de dureza horizontal obtidos ao longo dos dois passes de raiz aplicados

pelo processo manual com eletrodo revestido. As medidas de dureza foram tomadas à profundidade de 9,5 mm

da superfície externa (metade do corpo-de-prova). A zona termicamente afetada (ZTA1 e ZTA2) exibiu, em

média, dureza de 242 HV. O baixo valor de dureza obtido nesta região está relacionado ao efeito térmico do

segundo passe de raiz sobre o primeiro, tendo como resultado uma estrutura não simples, com recristalização

parcial do primeiro cordão, apesar de ter sido utilizado um nível médio de energia, da ordem de 1740 J/mm. O

maior valor de dureza foi encontrado na zona fundida, 260 HV, o que pode estar relacionado com a composição

química do eletrodo e com os constituintes presentes nesta região.

Figura 2. Microdureza horizontal tomada transversalmente ao passe de raiz.

A Figura 3 mostra os valores de microdureza vertical realizada na ZF. Como pode ser observado no

gráfico a ZF dos cordões de acabamento apresentaram dureza em torno de 280 HV. Este valor relativamente

elevado é justificado pelos elementos de liga presentes no metal de adição empregado como também pelos

constituintes encontrados nesta zona. Para a ZF dos passes de raiz a dureza foi da ordem de 240 HV. Este valor

está relacionado ao metal de adição utilizado, em particular com a menor quantidade de elementos de liga que o

eletrodo revestido apresenta em relação ao arame tubular do passe de acabamento. Outro fator que explicaria esta

baixa dureza é a sobreposição parcial do cordão de acabamento nos cordões de raiz (temper bead), formando

assim uma estrutura alterada (recristalizada).

Figura 3. Microdureza vertical da zona fundida.

A Figura 4 apresenta o perfil de dureza em torno da GGZTA. A ZTA dos cordões de acabamento

(superior e inferior) apresentaram dureza de 245 HV. Este baixo valor se justifica pelos constituintes encontrados

nesta região, como também pelo crescimento de grãos, ambos ocasionados pelo elevado aporte térmico

empregado (2470 J/mm). A ZTA dos cordões dos passes de raiz exibiram dureza da ordem de 240 HV.

Esperava-se uma dureza maior em função do aporte utilizado (1740 J/mm), no entanto, esta região sofreu

interferência da sobreposição do segundo passe de raiz e dos passes de acabamento, apresentando uma estrutura

alterada. O gráfico mostra também que parte da GGZTA, localizada na região de raiz, apresentou dureza

relativamente elevada, da ordem de 260 HV. A explicação para este ocorrido está relacionada com o constituinte

e o tamanho de grão presentes nesta área, resultado da energia de soldagem utilizada (1740 J/mm).

Figura 4. Microdureza da GGZTA.

A região de grão grosseiro dos passes de acabamento é constituída de ferrita de segunda fase alinhada

(FS (A)), ferrita poligonal intragranular (FP (I)) e ferrita acicular (AF), as quais compõem a estrutura bainítica,

sendo a (FS (A)) e (FP (I)) em maior proporção. O tamanho de grão é da ordem de 56 micra. A região de grão

grosseiro do passe de raiz é constituída por ferrita de segunda fase alinhada (FS (A)) e ferrita de segunda fase

não alinhada (FS (NA)), sendo que este último constituinte apresenta-se em maior quantidade. Parte desta região,

que não sofreu interferência do segundo cordão do passe de raiz, exibiu dureza de 260 HV. Este valor é superior

ao encontrado na GGZTA do passe de acabamento e está relacionado aos microconstituintes anteriormente

mencionados, ao tamanho de grão apresentado da ordem de 42 micra, produto do aporte térmico utilizado (1740

J/mm). O aumento da dureza com a diminuição do tamanho do antigo grão austenítico da GGZTA pode estar

relacionado com o fato de que os microconstituintes presentes dentro daquele grão sejam menores e, em

consequência, as discordâncias terão mais dificuldades para se movimentar.

A zona fundida é constituída de ferrita de segunda fase alinhada (FS (A)) e ferrita de segunda fase não

alinhada (FS (NA)) sendo a ferrita de segunda fase alinhada o de maior proporção para os passes de acabamento.

A zona fundida do passe de raiz apresenta os constituintes ferrita poligonal intragranular (FP (I)), ferrita de

segunda fase alinhada (FS (A)) e ferrita acicular (AF).

(a) (b)

Figura 5. Micrografia da região de GG dos passes de acabamento (a) e dos passes de raiz (b).

(a) (b)

Figura 6. Micrografia da zona fundida dos passes de acabamento (a) e dos passes de raiz (b).

A Tabela 5 mostra o diâmetro médio do tamanho de grão para alta, média e baixa energias de soldagem

empregadas. Para baixa energia, a GGZTA apresentou um tamanho de grão da ordem de 23 micra; para média

AF

FS(A) FP(I)

248 HV

FS(A) FS(NA)

270 HV

AF

FS (A) FP (I)

252 HV

FS (A)

260 HV

FS(NA)

energia, esta região apresenta um tamanho médio de 42 micra; no caso de elevado aporte calorífico esta

influência é ainda maior, pois o diâmetro médio da GGZTA foi de 56 micra, valor quatro vezes maior ao

encontrado no metal de base, que é da ordem de 10 a 15 micra, conforme foi observado no trabalho de Arce [7].

No trabalho de Costa e Rocha [5] também houve crescimento de grão da GGZTA (58 micra), quando empregado

elevado aporte térmico.

Convencionou-se para este trabalho que, quando a variação da energia de soldagem fosse baixa,

corresponderia a valores dentro de uma faixa de 500 J/mm a 1000 J/mm, média energia, a valores entre 1000

J/mm a 2000 J/mm e alta energia, a valores entre 2000 J/mm a 3000 J/mm; esta última condição simulando o

processo ao arco submerso.

Tabela 5. Tamanho de grão da GGZTA.

Conforme explica Monteiro [8], a extensão da ZTA é ampliada com o aumento da energia de soldagem.

Neste trabalho, o aporte térmico empregado (2470 J/mm) provocou o aumento em todas as regiões da ZTA, e a

largura total foi de 3,82 mm ± 0,65, o que facilitou em determinada maneira, a colocação do entalhe nesta região.

Em anterior trabalho, Costa e Rocha [5] encontraram, com aporte de 640 J/mm, a extensão total da ZTA de 1,50

mm ± 0,44.

A tabela 6 mostra os dados da energia absorvida no ensaio Charpy nos corpos de prova para ZF e

GGZTA. Os ensaios realizados na ZF a temperatura de –20°C apresentou uma energia média de ruptura em

torno de 30 J; este resultado indica que os consumíveis utilizados não seriam apropriados no uso a baixas

temperaturas, correspondendo a uma fratura frágil.

A energia de ruptura da região de grão grosseiro da ZTA dos corpos de prova a -20°C apresentou um

valor médio de 70 J e a -40ºC, 34 J, correspondendo a uma fratura frágil.

Tabela 6. Resistência ao impacto dos corpos de prova indicados.

Os resultados dos ensaios de impacto Charpy para o aço X80 chapa de 17,3 mm de espessura, são aqui

reproduzidos na Tabela 7 [4,7] para fins de comparação e alguns dados incluídos na Tabela 8. Eles mostram que

nas temperaturas ensaiadas de até -20°C, a energia de ruptura, para o metal de base, é em média de 201 J e para a

junta soldada pelo processo manual com 1200 J/mm, pré-aquecimento ≤ 100ºC e pós-aquecimento < 250ºC, é

em média de 130 J, correspondendo à ruptura dúctil e a uma estrutura de bainita e ferrita ao nível da ZTA. A

energia de ruptura ao nível da ZTA dos corpos de prova soldados pelo processo arame tubular e eletrodo manual

com baixa energia de soldagem (575 J/mm em média), a -20°C com pré-aquecimento < 250ºC apresentou um

valor mínimo em torno de 104 J e está relacionado a uma estrutura de ferrita e carbonetos na ZTA; o valor de

184,3 J encontrado no corpo de prova soldado com FCAW com baixa energia corresponde a uma fratura mista

(ZTA e MB); já os corpos de prova da soldagem subaquática, apresentaram um valor médio de energia de

ruptura de 66 J o que está relacionado à estrutura martensítica na região GGZTA com um tamanho de grão

médio de 27 micra.

Amostra Diâmetro

médio (μm)

TG

(ASTM)

Desvio Padrão

(μ)

Alta Energia 56 5,45 9,50

Média Energia 42 6,33 6,42

Baixa Energia 23 *** 2,10

Resistência ao Impacto: GGZTA

Corpo-de-prova Energia (J) Temperatura (°C)

CP21 26 - 40°C

CP22 19 - 40°C

CP23 16 - 40°C

CP24 75 - 40°C

CP26 119 - 20°C

CP27 42 - 20°C

CP28 50 - 20°C

Resistência ao Impacto: ZF

Corpo-de-prova Energia (J) Temperatura (°C)

CP29 21 - 20°C

CP30 42 - 20°C

CP31 26 - 20°C

Tabela 7. Resistência ao impacto dos corpos de prova do aço X80 de 17,3 mm de espessura.

Estes resultados mostram que independentemente do uso do pré e pós-aquecimento, a GGZTA quando

soldada com baixa e média energia de soldagem, dá resultados satisfatórios da resistência ao impacto a -20ºC,

melhores que os obtidos quando soldado com alta energia de soldagem como apresentados nas Tabelas 6 e 8.

Energia de

Soldagem

(J/mm)

Energia

(J) 0ºC

Energia

(J) -20ºC

Energia

(J) -40ºC

Estrutura da

GGZTA

Tamanho de

grão

Baixa

236 104 *** Ferrita e

Carbonetos

com vestígios

de Martensita

≤ 25 µm 246 184 ***

236 *** ***

Média

100 107 ***

Ferrita e

Carbonetos

30 a 40 µm 209 167 ***

192 116 ***

Alta

*** 119 26

≥ 50 µm *** 42 19

*** 50 16

Os resultados obtidos neste trabalho mostram que a metodologia empregada permite detectar a

influência da estrutura metalúrgica e do tamanho de grão da GGZTA na resistência ao impacto da mesma. Tais

resultados são resumidos na Tabela 8.

Cuidados devem ser tomados no posicionamento do entalhe na região a grão grosseiro dado a estreita

dimensão da mesma quando soldada a baixas energias, em que há sempre a possibilidade de se ter influência da

ZF e/ou do metal de base, principalmente na propagação da ruptura; nesse caso, estaria se medindo a resistência

ao impacto da junta soldada como um todo o que é também um bom resultado tecnológico. A maior largura da

ZTA obtida quando da soldagem a alta energia, permite melhor controlar a colocação do entalhe na GGZTA,

logo, uma melhor determinação da resistência ao impacto desta região.

5. Conclusões

Os resultados obtidos no trabalho sobre a caracterização metalográfica das soldas multipasse do aço

API5L X80 na condição de alta energia, permitem levar às seguintes conclusões:

Em relação à ZF:

1. No passe de raiz, na região não recristalizada pelo segundo passe, os constituintes presentes foram a

ferrita poligonal intragranular (PF (I)), ferrita de segunda fase alinhada (FS (A)) e ferrita acicular (AF). A região

recristalizada apresenta mistura de grãos finos de ferrita e carbonetos. A dureza desta zona oscila em torno de

AAmmoossttrraa EEnneerrggiiaa((JJ))

00°°CC EEnneerrggiiaa((JJ))

--2200°°CC EEssttrruuttuurraa ddaa ZZTTAA ((GGGG)) CChhaannffrroo

MMeettaall bbaassee

198 211 Bainita e Ferrita

--------

200 198

223 195

MMaannuuaall

((CCPP0011))

100 107 Ferrita e Bainita

VV 209 167

192 116

AArraammee TTuubbuullaarr

CCPP0088//CCPP0099

236 104 Bainita com vestígios

de Martensita KK

246 184

236 ---

SSuubbaaqquuááttiiccoo

CCPP0066//CCPP1100

62 68,6 Martensita

KK 103 68,6

85 60,8

Tabela 8. Relação do ensaio Charpy com a variação do aporte calorífico,

microestrutura e tamanho de grão do aço X80 de 19 mm de espessura.

240 HV; este baixo valor de dureza está relacionado também com a menor quantidade de elementos de liga

presentes no metal de adição (eletrodo revestido) utilizado em comparação ao empregado nos passes de

acabamento (arame tubular).

2. Para o passe de acabamento, a ZF apresentou como constituintes ferrita de segunda fase não alinhada

(FS (NA)) e ferrita com segunda fase alinhada, (FS (A)), sendo este último, de maior predominância. Esta zona

apresentou maior dureza em toda junta soldada, da ordem de 280 HV. A maior dureza apresentada por esta zona

é explicada considerando os constituintes acima mencionados como também pelo metal de adição utilizado, o

qual possui maior quantidade de elementos de liga.

3. A ZF apresenta menores valores de energia de ruptura a -20ºC indicando com isto que os

consumíveis utilizados não seriam adequados para o uso a baixas temperaturas quando se utiliza elevados

aportes caloríficos.

Em relação à ZTA:

4. Para os passes de raiz: A GGZTA apresentou como principal constituinte a ferrita de segunda fase

não alinhada (FS (NA)) com um tamanho de grão de 42 micra exibindo dureza de 260 HV; Estes valores estão

relacionados com o nível de energia de soldagem médio empregado (1740 J/mm).

5. Com relação à GGZTA dos passes de acabamento: Os constituintes obtidos nesta região foram a

ferrita acicular (AF), ferrita poligonal intragranular (PF (I)) e ferrita de segunda fase alinhada (FS (A)) com o

tamanho do antigo grão austenítico da ordem de 56 micra, dando uma dureza de 245 HV. Estes valores estão

relacionados com o nível de energia de soldagem alto utilizado (2470 J/mm).

6. Em função dos diferentes níveis de energia utilizados, a dureza da GGZTA dos passes de raiz é maior

que a da GGZTA dos passes de acabamento, o que está relacionado com o tamanho de grão correspondente.

7. A junta soldada não apresenta estrutura martensitica e nem o constituinte ferrita pro-eutetóide na ZF e

ZTA. Isto indica o bom procedimento de soldagem utilizado, pois a presença deles é sinônimo de fragilização, o

que não é desejável.

8. Os baixos valores de resistência ao impacto obtidos nos corpos de prova a -20ºC soldados com

elevado aporte calorífico (arame tubular), estão relacionados com um maior tamanho de grão presente na

referida zona e com uma estrutura de ferrita e carbonetos; com menores aportes caloríficos obteve-se tamanho de

grão menor e em conseqüência, energia de impacto maior. A estrutura metalúrgica em todos os casos foi

basicamente de ferrita e carbonetos.

6. Agradecimentos

Os autores gostariam de expressar seu agradecimento à USIMINAS pelo fornecimento da chapa do aço

API5L X80, ao CDTN (Centro de Desenvolvimento de Tecnologia Nuclear) pelo auxílio no ensaio Charpy; à

ESAB pelo fornecimento dos consumíveis; ao LRSS do departamento de mecânica da UFMG onde foram feitas

as soldas com FCAW robotizadas; ao Senai de João Monlevade por retificar nossos corpos de prova para

Charpy; à ArcelorMittal Monlevade pelo apoio dado no laboratório metalográfico e ao CETEN pelo apoio

logístico.

7. Referências

[1] SANTOS NETO, N.F.; Caracterização de soldas em aços API5L X80 com diferentes arames tubulares e

diferentes temperaturas de preaquecimento. Campinas, Faculdade de Engenharia Mecânica, Universidade

Estadual de Campinas, 2003. Dissertação (Mestrado).

[2] API5L 2000. Specification for Line Pipe. API Specification 5L Forth-second edition, January

2000.Washington, D.C, 2000.

[3] ASTM E112. Standard Test Methods for Determining Average Grain Size. Disponível

em:<http://materials.mcmaster.ca/faculty/malakhov/4L04/ReferenceMaterials/ASTM%20standards/ASTM%20E

112-10%20Average%20Grain%20Size.pdf> Acesso em 15 mar. 2014

[4] ARCE, A. R. C.; et al. Estudo da soldabilidade do aço API5L X80 na soldagem ao arco elétrico manual,

mecanizado e robotizado. Conferência de Tecnologia de Soldagem e Inspeção – Exposol, Rio de Janeiro, 2008.

[5] COSTA, P. S.; ROCHA, R. S. C. Caracterização metalográfica de soldas depositadas em camadas sobre

chapa de aço ARBL X80 utilizando o processo de soldagem robotizada com arame tubular. 2013.76f.

Monografia. (Trabalho de conclusão de curso) - Universidade do Estado de Minas Gerais - Faculdade de

Engenharia, João Monlevade.

[6] MODENESI, P. J. Soldabilidade dos aços transformáveis. Belo Horizonte. Ed UFMG, 2010.

[7] ARCE, A. R. C. Comparative study on the effects of electric arc processes (subaquatic and in air

mechanized SMAW and robotic FCAW) in the weldability of the X80 steel. In: RIO PIPELINES 2009

CONFERENCE, 4., 2009, Rio de Janeiro. Anais.RJ. 22-24 de setembro de 2009.

[8] MONTEIRO, L. S. Estudos de ciclos térmicos em juntas soldadas de Aços Alta Resistência Baixa Liga

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