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SOLDAGEM DE TUBOS FABRICADOS A BASE DE Cr–Mo–V PELO PROCESSO GTAW

R. B., Faria1; A. L. C., Silva1, J.V.C. Souza2; O. M. M. Silva3; E. A. Raymundo1

2FEG-UNESP – Av. Ariberto P. da Cunha, 333, Guaratinguetá – SP, CEP.

12516-410, Brasil

1FATEC - Pindamonhangaba, Brasil; 3DCTA/IAE/AMR –S. J. Campos - SP,

Brasil

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RESUMO

A tecnologia da soldagem tende a acompanhar a crescente modernização

industrial buscando atender as novas exigências de mercado. Neste segmento se

destacam as ligas à base de Cr–Mo–V que apresentam alta resistência, e pertencem

a um grupo de aços de alta qualidade, mas apresenta soldabilidade limitada, com

poucas informações na literatura. O objetivo deste trabalho foi realização da

soldagem da liga de Cr–Mo–V pelo processo TIG e avaliar a influência do pré-

aquecimento, temperatura de interpasse, tratamento térmico pós-soldagem (PWHT),

nas microestruturas das juntas soldada zona termicamente afetada (ZTA) zona de

fusão (ZF) e metal base (MB). A soldagem foi realizada com o uso de eletrodos com

Ø=2,5mm, na corrente de 175 A, velocidade média de 12cm/min., temperatura de

interpasse de 200 ⁰C, em tubos com chanfro em V com ângulo de 30º e abertura de

raiz de 3 mm. Os resultados obtidos mostraram que os parâmetros de soldagem

promoveram importantes variações microestruturais na ZF, ZTA e MB, comprovando

a ação benéfica do controle de interpasses e do tratamento térmico pós-soldagem

para recuperação e recristalização das microestruturas, reduzindo possíveis

defeitos, se comparados com as juntas soldadas sem tratamento térmico.

Palavra chave: Soldagem de tubos; Liga de Cr–Mo–V; Processo GTAW;

Tratamento térmico pós-soldagem (PWHT) e Microestruturas.

21º CBECIMAT - Congresso Brasileiro de Engenharia e Ciência dos Materiais09 a 13 de Novembro de 2014, Cuiabá, MT, Brasil

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INTRODUÇÃO

A necessidade de melhoria dos processos de soldas, em conjunto com os

recentes avanços em desenvolvimento de novos materiais e consumíveis, somado a

automação dos equipamentos e as novas técnicas, têm promovido melhorias

continua em juntas soldadas de materiais que altas propriedades. Mesmo com tais

avanços, a soldagem das Ligas á base de Cr–Mo–V, ainda apresentam dificuldades

de se obter uma junta soldada coesa, que possa reproduzir as propriedades do

material base, demonstrando valores de propriedades continua. Os processos de

soldagem são considerados como, o processo mais importante de união de dois ou

mais materiais. Entretanto a seleção do processo ideal pode promover ganhos

importantes nas juntas soldadas. O processo de soldagem a arco de tungstênio gás

(TIG) é um dos processos mais importante na fabricação de juntas soldadas de alta

reponsabilidade, isto devido ao maior aporte de calor, resultando em um controle de

entrada de calor melhor [1].

A soldagem dos aços Cr–Mo–V tem um papel muito importante nas aplicações

das indústrias de energia e petróleo. A soldagem desta liga normalmente é

acompanhada de tratamento térmico pós-soldagem (PWHT), com resultados

importante obtidos por vários autores [2, 3]. A soldagem dessas ligas normalmente

introduz tensões residuais indesejáveis em estruturas, podendo levar à ruptura frágil,

fragilização por hidrogênio e grande mudanças na microestruturas. Afim de reduzir

esses danos soldagem das ligas a base de Cr–Mo–V são acompanhadas de

tratamento térmico pós-soldagem [3,4]. É reconhecido nas literaturas que os

processos de soldagem promovem grande mudanças microestruturais, com

significativas transformações de fase, o que promove propriedades desejadas [5-7].

No presente trabalho, o objetivo é a soldagem da liga de Cr–Mo–V pelo processo

TIG e avaliar a influência do pré-aquecimento, temperatura de interpasse,

tratamento térmico, nas microestruturas das juntas soldada (ZF, ZTA e MB).


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PROCEDIMENTO EXPERIMENTAL

O material utilizado no presente estudo foi duas chapas (comprimento de

250mm. x largura de 150mm. e espessura da parede de 18mm.), pertencente a

classe do aço liga ASTM A213 T22 (Cr-Mo-V). Foram soldada pelo processo TIG

utilizando eletrodo AWS ER 90S-G com diâmetro de 3.25mm., realizando vários

passos para o enchimento da junta chanfrada em V com ângulo de 30º, nariz de

1mm., e abertura de raiz de 3 mm., e ponteadas para evitar movimento das mesmas

durante a soldagem. As chapas e os eletrodos nus foram caracterizados em função

da composição química utilizando fluorescência de raios- X, realizado no DCTA,

podem ser observadas na Tabela 1. A soldagem foi realizada usando réplicas em

uma maquina de solda da marca Lincoln Invertec, e a temperatura controlada com o

uso de um pirômetro de radiação infravermelho sem contato.

No corpo de prova CP01, a soldagem foi realizada usando pré-aquecimento à

180ºC, corrente de 175A, tensão de 15V, velocidade média de soldagem de

12cm/min., em um total de 16 passes subsequentes, mantendo-se a temperatura de

interpasse à 200ºC, para todos os passes. Para o acabamento foi realizado três (03)

passes com altura de reforço de 1,5mm. e 28 mm. de largura. Após a soldagem foi

realizado o tratamento térmico pós-soldagem (PWHT) em um forno a 350ºC, por 4

horas de patamar, sendo o resfriamento controlado pelo envolvimento dos CDPs em

uma manta de kevlar.

No corpo de prova CP02, a soldagem foi realizada sem o uso do pré-

aquecimento (temperatura ambiente de 25ºC), corrente de 175A, tensão de 15V,

velocidade média de soldagem de 12 cm/min., realizando 18 passes subsequentes,

sem o controle da temperatura de interpasse. O acabamento foi realizado utilizando

três (03) passes de 2mm. e 30mm. de largura. Após a soldagem os corpos de prova

foram expostos ao ar livre para resfriamento.

Para realizações das caracterizações, as amostras foram retiradas na direção

perpendicular ao sentido da solda, sendo cortados com uso cortadeira de laboratório

denominada cutoff. Em seguida, as amostras foram embutidas e submetidas às

etapas de lixamento, com as lixas 180, 220, 320, 400, 600, 1200, e polimento, em

panos com pasta de diamante de 6μm, 3μm, 1μm e 0,25μm. Posteriormente as

amostras foram atacados utilizando ataque químico denominado villela (00 mL

etanol + 1g ácido pícrico + 5 mL ácido clorídrico) por 15 segundos para exame


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metalográfico, com o uso de um microscópico esteroscópico para identificação das

regiões de ZF, ZTA e MB. Após identificação das regiões foi utilizado microscópico

óptico Olympus BX51M 1000X e microscópio eletrônico de varredura (MEV) para

análise das microestruturas. Os ensaios de dureza Rockwell A foram realizados

utilizando uma pré-carga de 10 Kgf com penetrador de diamante, e carga real

aplicada de 60 Kgf por 30 segundos com 3 medidas de dureza para cada região.

Tabela 1. Mostra a composição química do eletrodo e do metal base.

Composição química do aço ASTM A213 T22 (%)

C Si Mn Cr Ni Mo Cu V Fe

0,1346 0,3192 0,485 2,352 0,314 0,994 0,123 0,303 Balance

Composição química do metal de adição AWS ER 90S-G (%)

C Mn Si Cr Ni Mo V

0,12 0,50 0,20 2,40 0,40 0,25


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RESULTADOS E DISCUSSÕES

Os resultados obtidos neste trabalho mostram importantes variações

microestruturais relacionados ao uso do controle das temperaturas de interpasses,

pré-tratamento e tratamento térmico pós-soldagem (PWHT), comparado aos CDPs

que não sofreram controle da temperatura de interpasses e PWHT, mostrando

variações de estruturas ferritas, bainita e martensita em regiões distintas, com

subsequentes valores de durezas.

Microestrutura do metal base Na Figura 1, podemos observar a microestrutura do metal base, após ataque

químico Vilella. Pode ser observado uma microestruturas com a presença de uma

microestrutura composta de misturas de ferrita com perlíta ou bainita, podendo ter

até 25% de bainita em função do teor de cromo e molibidênio (2,35Cr- 0,99Mo).

Esse resultado vem de encontro com os dados relatados por Chaudhuri, (2006),

com o uso de microscopia óptica [8].

Fig. 1. Micrografia da amostra do metal base atacada com Vilella.

Microestruturas do topo da solda, ZF e ZTA As Figuras 2a) e 2b), mostram as diferenças entre as microestruturas do

material que sofreu tratamento térmico pós-soldagem (CP01), quando comparado

com o que não sofreu tratamento térmico (CP02). Entretanto para uma melhor

definição, um reconhecimento prévio do aspecto microestrutural do metal base se

torna importante para evidência das diferenças, conforme Figura 1.


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Fig.2: a) Microestrutura do topo da solda do CP01; b) Microestrutura do topo da solda do CP02.

Fig.2: c) Microestrutura do centro da ZF, CP01; d) Microestrutura do centro da ZF, CP02.

Fig.2: e) Microestrutura da ZTA do CP01; f) Microestrutura da ZTA do CP02.

Analisando as microestruturas obtidas por microscopias óptica, podemos

observar que as amostras retiradas da parte superior da solda (topo da solda)

apresentam características distintas em função do t tratamento térmico pós-


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soldagem (PWHT), conforme Figs. 2a) e 2b). Na Fig.2a) pode ser observado que a

matriz constitui-se de martensita temperada, bainitas e uma parte de austenita retida

(parte mais clara). Isso ocorreu devido ao resfriamento ter sido realizado com apoio

de uma manta, que não promoveu uma total transformação de austenita em

martensita. Na Fig.2b) pode ser visto martensitas temperada em forma de ripas,

bainitas e pequenas quantidades de austenita retida devido a alta velocidade de

resfriamento superficial podendo a intersecção de bainites e martensitas levar a uma

descontínua microestrutura, em função da morfologia de bainitas temperada ser

diferente, isto é, bainitas sujeitas a altas temperaturas apresentam um tipo ripa

alongada. Para ambas figuras podemos observar alguns pontos escuros que podem

ser carbonetos precipitados que também ocorre em função da alta velocidade de

resfriamento superficial.

Nas amostras que foram retiradas do centro da poça de fusao (ZF) pode ser

observado a presença da estrutura bainita, quando do uso de pré-tratamento,

controle de interpasses e pós-tratamento (Fig.2c), com formas mais homogeneas,

definidas, ou seja mais finas em função do controle efetivo da ação da temperatura

na junta soldada. Nesta Figura os contornos de grãos estão bem definidos, podendo,

a região de contornos apresentar quantidade considerável aglomerados de

carbonetos de cromo, como tambem no interior dos grãos ferríticos, conforme

observado por YANG, (1993) [9]. Na Fig.2d) é possivel observar grãos grasseiros

devido ao não controle efetivo de interpasses e a não realização de tratamento

térmico pós-soldagem. Assim é possivel observar evidências no contorno de grão da

austenita prévia, e também maior tamanho grão austenítico devido o resfriamento

apresentar característica de normalização por estar no centro da poça de fusão (ZF).

Nas Figs 2e) e 2f) são mostradas as microestruturas da ZTA, que apresenta

granulação grosseira para ambas amostras, sendo no caso da soldagem subtida ao

controle de temperaturas essa condição é suavizada. Portanto Fig. 2e), temos a

formação de apenas carbonetos primários, matriz ferrítica e pequenas quantidades

de bainita, enquanto que na Fig.2f) observa-se na micrografia a presença de

carbonetos primários e secundários, representados pelos pontos brancos,

mostrando que comparativamente houve um aumento na quantidade de carbonetos

em função do resfriamento brusco.


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Microscopia eletrônica de varredura Neste item serão apresentadas as imagens obtidas pelo microscópio eletrônico

de varredura (MEV), das amostras CP01 e CP02, na região da ZF, a qual

apresentou maior crescimento de grãos e precipitados no contorno de grãos e na

matriz ferritica, conforme observado nas Figs. 2c) e 2d). Com o uso do MEV foi

possível acrescentar informações relevantes á análise das microestruturas,

elucidando possíveis falhas de análise.

Fig. 3: a) Microestrutura do centro da ZF, CP01; b) Microestrutura do centro da ZF

CP02

Fig.4: a) Microestrutura do centro da ZF apresentando descontinuidade.


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Fig. 4: b) Mostra espectrometria de energia dispersiva de raios-x - EDS

Analisando as microestruturas das Figuras 3a) e 3b), elas comprovam as

informações observadas nas Figs. 2c) e 2d), onde podemos observar a presença de

possíveis carbonetos de cromo no interior dos grãos ferríticos, conforme observado

por YANG, (1993). Utilizando o MEV foi observado à presença de uma

descontinuidade no centro da poça de fusão (ZF), que havia sido preliminarmente

sugerida como uma trinca quando do uso do microscópio óptico. Em análise

realizada por MEV, as descontinuidades foram identificados como regiões de

formações de agregados de Mn em maior quantidades, seguidos por Cr, Fe e V, em

uma geometria aproximada de uma inclusão e outra na forma de uma espada,

ambas com características brilhante conforme Figura 4a) e composição 4b). A

presença dessa irregularidade pode ter sido causada pela presença da alta

temperatura durante a soldagem, seguida de um rápido resfriamento, não possuindo

tempo suficiente para coalescência de uma nova estrutura. Esse fato é característica

da amostra que não sofreu tratamento térmico pós-soldagem, devido a não ação da

temperatura para dissolução dessa irregularidade.

Análise de dureza da junta soldada do CP01 E CP02 Na Tabela 1 é mostrado o perfil de dureza Rockwell realizados nas regiões da

ZF, ZTA e MB. O uso de controle de temperaturas de interpasses durante a

soldagem, acompanhados de tratamentos térmicos pós-soldagem tende a produzir

mudanças microestruturais que influênciam nos valores de durezas, podendo em

alguns casos até mesmo fragilizar o material. As propriedades mecânicas das juntas


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soldadas são dependentes da composição química e das microestruturas obtidas na

junta soldadas, conforme Tabela 1.

Amostras MB (HR) ZTA (HR) ZF (HR)

CP01 54 ± 0,12 62 ± 0,16 69 ± 0,18

CP02 58 ± 0,22 75 ± 0,25 65 ± 0,22

Na Tabela 1, podemos observar que os valores de dureza dos CPs estão

relacionados com a evidência das diferentes microestruturais, em função dos

diferentes valores de durezas obtidos nas regiões da MB para ZTA e ZF. Analisando

os valores obtidos na Tabela 1, das juntas soldadas, verifica-se que, após o

tratamento térmico pós-soldagem, a 350ºC/ 4 h com resfriamento em manta de

kevlar, ocorre uma redução nos valores de dureza na ZF, tanto na ZTA quanto no

metal de base. De maneira geral os resultados de dureza estão relacionados com o

movimento da temperatura na microestrutura, sendo os valores menores obtidos

quando do uso do pré-aquecimento, controle de interpasses e tratamento térmico

pós-soldagem, resultados que são confirmados comparados ao CP02. Fato

conclusivo é que o pré –aquecimento, controle de interpasses e tratamento térmico

pós- soldagem e seu controle promovem importantes efeitos nos resultados de

dureza das juntas soldadas.


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CONCLUSÕES Os resultados obtidos neste trabalho, mostra uma importante contribuição na

soldagem de ligas à base de Cr–Mo–V. Pode ser observado que o controle de pré-

tratamento, interpasses e tratamento térmico pós-soldagem apresentam importantes

mudanças nas microestruturas da MB, ZTA e ZF, refletindo no valores de

propriedades mecânicas. Os valores de durezas obtidos são menores quando do

uso de temperaturas para controle do processo de soldagem, se comparado às

condições de soldagem sem a realização do controle de temperaturas. também foi

observado na na Figura 4a) e confirmado na Figura 4b) que o não uso do controle

de temperaturas na soldagem dessas ligas podem promover irregularidades na

microestruturas com segregação de vários elementos químicos, promovendo

variações no valor de propriedades mecânicas.


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REFERÊNCIAS 1. C.S. Caten, Método de otimização de produtos e processos medidos por múltiplas

características de qualidade, Master Degree Thesis, Universidade Federal do Rio

Grande do Sul, RS, Brazil, 1995.

2. Shome M. Mater Sci Eng A 2007;445–446:454–60. [3] Lan LY, Qiu CL, Zhao DW,

Gao XH, Du LX. Mater Sci Eng A 2011;529:192–200.

3. Lan LY, Qiu CL, Zhao DW, Gao XH, Du LX. Mater Sci Eng A 2011;529:192–200.

4. S. Joshi et al., Thin-Walled Structures 48 (2) (2010) 89–102.

5. S. Joshi et al., Structural Health Monitoring 10 (2) (2011) 173–187.

6. A.S. Aloraier et al., International Journal of Energy and Technology 2 (16) (2010)

1–11.

7. A.S. Aloraier, S. Joshi, Materials Science and Engineering: A 534 (2012) 13–21.

8. Chaudhuri, S., “Some aspects of metallurgical assessment of boiler tubes- Basic

principles and case studies”, Materials Science and Engineering A, v. 432, pp. 90-99,

September 2006

9. YANG, R., et al. Microestructural examination of 2.25Cr1Mo steel pipes after

extended service. Materials Characterization. v. 30, p. 75-88, 1993.


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WELDING OF Cr–Mo–V STEEL TUBES BY TUNGSTEN INERT GAS WELDING

PROCESS (TIG) CLASSICAL

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ABSTRACT

The welding technology tends to follow at industrial modernization seeking to

new ways for market economy. In this segment, the Cr-Mo-V base alloys has been

presenting high strength due to be steels group of high quality, but present to difficult

weld with very little information in literature. In this work was to perform welding Cr-

Mo-V steel carried out by Tungsten Inert Gas welding process (TIG) to investigate

the influence of pre-heating, inter-pass temperature control, post-weld heat

treatments (PWHT). The microstructure, phase constituents and hardness in heat-

affected zone (HAZ), fusion zone (ZF) and base metal (BM) was analyzed. The

welding process was performed with filler of Ø = 2.5mm., current of 175 A, average

weld speed of 12 cm/min., inter-pass temperature control of 200⁰C with V-groove

angle of 30⁰. The results indicate that austenite and ferrite phases were obtain in the

weld metal. The austenite and delta ferrite structures were observe in the fusion

zone. These results showed that the welding parameters control presented

microstructure heterogeneities in HAZ, ZF and BM. The use of post-weld heat

treatments (PWHT) present beneficial action to recovery and recrystallization

microstructure to leading at partial martensite fragmentation which reducing possible

defects, when compared to welded process without PWHT.

Keyword: Tubes welding; Cr-Mo-V steel; GTAW process; Post-weld heat treatment

(PWHT) and Microstructure changes.


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