INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM NA FORMAÇÃO DE ...freirej/teses_pdf/TCCfreirej.pdf · de...

UNIVERSIDADE FEDERAL DA PARAÍBA

CENTRO DE CIÊNCIAS E TECNOLOGIA

DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA MECÂNICA

ÁREA DE MATERIAIS E PROCESSOS DE FABRICAÇÃO

TRABALHO DE CONCLUSÃO DE CURSO

INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE SOLDAGEM

NA FORMAÇÃO DE TRINCAS A FRIO EM JUNTAS

SOLDADAS DE AÇOS ARBL

Aluno: RAIMUNDO CARLOS SILVERIO FREIRE JÚNIOR

Orientador: Dr. THEÓPHILO MOURA MACIEL

Período: 98.1

Campina Grande

novembro/1998

MEMBROS DA BANCA EXAMINADORA DO TRABALHO DE CONCLUSÃO DE CURSO DE RAIMUNDO CARLOS SILVERIO FREIRE

JÚNIOR APRESENTADO EM NOVEMBRO DE 1998

Prof. Dr. Theophilo Moura Maciel UFPB – DEM

Prof. Dr. Walman Benício de Castro UFPB – DEM

Prof. Dr. Marco Antonio dos Santos UFPB – DEM

Dedico este trabalho a minha esposa Erlaine, a minha filha Maria Paula, aos meus pais

Raimundo Carlos Silvério Freire e Ana Maria Ribeiro Mota Freire e ao meu irmão Carliano

AGRADECIMENTOS

Aos meus pais, Raimundo Carlos Silvério Freire e Ana Maria Ribeiro Mota Freire

pela dedicação e confiança depositada.

À minha esposa Erlaine Pereira de Carvalho Freire pelo apoio cedido.

Ao professor Theophilo Moura Maciel, pelo incentivo e orientação durante o

decorrer do trabalho.

Ao aluno de mestrado Paulo Guedes pela ajuda prestada no desenvolvimento do

trabalho.

Ao colega Fabiano Vieira de Sousa no auxilio das medições dos parâmetros de

soldagem.

Aos funcionários Fernando, Nilson e Rinaldo da oficina mecânica pela soldagem e

confecção dos corpos de prova.

À ESAB pela doação dos consumíveis e à USIMINAS pela doação dos metais de

base.

Ao Departamento de Engenharia Mecânica (DEM) pela utilização dos laboratórios e

de seus equipamentos.

A todos que de uma forma ou de outra, contribuíram para o desenvolvimento deste

trabalho.

1

INTRODUÇÃO

O grande avanço tecnológico ocorrido nas últimas décadas tem contribuído

consideravelmente no desenvolvimento das diversas áreas de conhecimento e inclusive, na

área de ciência dos materiais. Este fato ocorre devido à necessidade de se produzir novos tipos

de materiais para diversos fins, e dentre estes materiais os aços se destacam como os mais

utilizados e comercializados mundialmente. Neste sentido mais aços com maiores limites de

resistência e com maiores valores de tenacidade têm sido desenvolvidos, como por exemplo

os aços de Alta Resistência e Baixa Liga (ARBL). Entretanto, uma das principais

características para comercialização de um novo tipo de aço é a sua soldabilidade, tendo sido

portanto necessário um desenvolvimento tecnológico nesta área, para viabilizar sua utilização.

No que diz respeito a engenharia, a soldagem é de fundamental importância para a

diminuição dos custos durante a fabricação e também para a manutenção e reparo de

máquinas. Além disso, durante a soldagem o engenheiro deve sempre preocupar-se com os

aspectos metalúrgicos da soldagem de modo a obter uma junta soldada de qualidade. Desse

modo, muitas técnicas de soldagem foram criadas para facilitar a soldabilidade dos metais,

minimizando assim os defeitos de ordem metalúrgica. Estas técnicas de soldagem se

fundamentam em ábacos ou tabelas e foram desenvolvidas empiricamente no intuito de evitar

trincas na juntas soldada.

Atualmente existem vários processos de soldagem aplicados para os mais variados

tipos de aços. Entretanto, quando é lançado um novo tipo de aço no mercado, com maiores

limites de resistência que os anteriores, são necessários novos testes e estudos para a sua

soldabilidade, pois, geralmente, neste tipo de aço há um aumento significativo do percentual

de elementos de liga que proporcionam microconstituintes frágeis, como por exemplo a

martensita, que contribui significativamente para ocorrência de rupturas catastróficas.

Um tipo de trinca muito comum em juntas soldadas de aços, com alto limite de

resistência, são as trincas a frio induzidas pelo hidrogênio. Estas trincas, como o próprio nome

diz, ocorrem principalmente pela presença de hidrogênio tanto no metal de solda como

também na zona afetada termicamente. Além do teor de hidrogênio os principais fatores que

contribuem para a formação deste tipo de defeito são uma microestrutura frágil e os altos

níveis de tensão residual da junta soldada. Todos os fatores indicados são fortemente

influenciados pela variação da taxa de resfriamento da junta soldada, que por sua vez pode ser

2

modificada alterando-se a energia de soldagem ou a temperatura de pré-aquecimento. Com

relação ao teor de hidrogênio na junta soldada além da taxa de resfriamento, o ressecamento

do eletrodo tem um papel fundamental para a diminuição de seus valores.

Este trabalho de conclusão de curso tem como objetivo avaliar o nível de influência da

temperatura de pré-aquecimento, a umidade do revestimento do eletrodo, a microestrutura, a

dureza e a composição química do metal de solda sobre a presença de trincas a frio em juntas

soldadas de aços ARBL denominados comercialmente de SAR 120 T, SAR 100 T e SAR 80

T produzidos pela USIMINAS. Para tanto foram realizados soldagens em corpos de prova

para ensaios denominados Tekken para avaliar a susceptibilidade de trincas a frio em juntas

soldadas, variando-se a temperatura de pré-aquecimento da chapa e as condições de

ressecagem do eletrodo.

3

I- FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA

I.1 Processo de Soldagem ao Arco Elétrico com Eletrodo Revestido (SAER)

Soldagem é a união de materiais, através do aquecimento e ou pressão, podendo-se

utilizar materiais de adição, com o objetivo de que na união se encontre as propriedades

físicas, químicas e ou mecânicas desejadas [1-4].

Entre os processos de soldagens, os mais comercializados são os que utilizam como

fonte de energia primária a eletricidade (TIG, MIG-MAG, Arco Submerso) e dentre eles

destaca-se o processo SAER (Arco Elétrico com Eletrodo Revestido), que é um dos mais

utilizados devido a simplicidade do equipamento, a boa qualidade das soldas, o baixo custo e

devido a facilidade de sua aplicação em quase todos os lugares e em condições adversas [1-4].

O processo de soldagem SAER consiste num processo por fusão no qual entre o

eletrodo e o metal de base é formado um arco elétrico que funde as partes para a posterior

formação do metal de solda depositado. O eletrodo é dividido basicamente em Alma e

Revestimento [1-4].

O revestimento tem a função de adicionar elementos de liga no Metal de Solda,

concentrar o calor na ponta do eletrodo e gerar escória que além de proteger o metal fundido

contra contaminações ainda tem funções metalúrgicas, que são adicionar elementos de liga no

metal de solda e controlar a sua taxa de resfriamento [1-4].

A alma do eletrodo tem várias funções, entre elas as mais importantes são estabelecer

o arco e fornecer o metal de adição [1-4].

Dentre as várias classificações para os eletrodos, a mais utilizada internacionalmente é

a da AWS A5, apresentadas a seguir [1-4]:

AWS E - MMMZK S

E - Eletrodo;

MMM - Resistência Mecânica do Metal de Solda em Kpsi;

Z - Posição de Soldagem;

K - Tipo de Corrente, Penetração e Revestimento;

S - Composição Química do Metal de Solda (Aços Baixa Liga).

4

I.2- Trincas a Frio Induzidas pelo Hidrogênio

Um dos maiores problemas encontrados na soldagem dos aços de Alta Resistência e

Baixa Liga (ARBL) são as trincas a frio induzidas pelo hidrogênio. Sendo assim, compreende-

se que dos bilhões de dólares gastos pelas industrias mundiais em soldagem de manufaturados

pelo menos 20 % são utilizados para resolver este tipo de problema [5].

Estima-se que as trincas a frio induzidas pelo hidrogênio existem desde o final do

século passado, quando se iniciou a soldagem do aço com eletrodo metálico. Entretanto,

somente a partir da utilização do eletrodo revestido como consumível é que o problema

começou a ser considerado. Na segunda guerra mundial, devido a necessidade da fabricação

bélica este fenômeno metalúrgico da soldagem passou a ser estudado a nível mundial [5-6]. O

Battelle Memorial Institute [7] chegou a conclusão que as trincas a frio podiam ser evitadas

com o uso de eletrodos de baixo hidrogênio. Desde então um grande número de ensaios têm

sido desenvolvidos visando a melhor compreensão deste fenômeno.

O controle da presença do hidrogênio na junta soldada torna-se difícil em função da

grande variedade de suas fontes, que são as mais variadas possíveis, tais como a atmosfera e

materiais hidrogenados (graxas, óleos, tintas, compostos orgânicos, ferrugem). Entretanto, a

sua maior fonte é a umidade existente nos fluxos e revestimentos de soldagem [5,8-9].

Uma característica interessante das trincas a frio é que a sua ocorrência nem sempre se

dá logo após a junta soldada atingir a temperatura ambiente; dependendo das condições, o

tempo para ocorrer a trinca pode durar até 48 horas após a execução da soldagem, por isso

elas são também denominadas trincas de espera [10].

A nucleação das trincas induzidas pelo hidrogênio está associada a pontos de

concentração de tensões, como por exemplo, cantos vivos da raiz da solda, heterogeneidades

microestruturais que exibem mudança brusca de dureza, tais como inclusões de escória,

interface ferrita-martensita, ou ainda contornos de grão [11].

As trincas podem ter o comprimento desde alguns mícrons até centímetros e sua

orientação em relação à junta soldada pode ser transversal ou longitudinal podendo se

encontrar na raiz da solda, no centro ou na superfície da junta [10].

Microscopicamente, as trincas a frio são preferencialmente transgranulares. Entretanto

estas trincas podem, ocasionalmente, ocorrer nos contornos de grão de ferrita pró-eutetóide,

5

como no caso de solda em aços de baixa liga e ao cromo-molibdênio. Em casos especiais,

porém, as trincas a frio podem ser mistas, ou seja, quando acontecem de modo transgranular e

intergranular simultaneamente [11].

Ainda não se sabe ao certo como funciona o mecanismo das trincas a frio e por isso

não se encontrou a maneira ideal para evitar esse tipo de problema. Entretanto, existe um

consenso geral de que são quatro os fatores que influenciam a formação das trincas a frio: o

teor de hidrogênio difusível, a microestrutura susceptível ou frágil, a temperatura e o nível de

tensão na junta soldada [5-7].

I.2.1- Efeito do Teor de Hidrogênio

Na soldagem, devido às altas temperaturas, ocorre um desprendimento de hidrogênio

de vários materiais, principalmente da umidade dos fluxos e revestimentos. Este hidrogênio se

dilui facilmente na poça de fusão devido a alta solubilidade do hidrogênio no aço em estado

líquido. Entretanto, à medida que a temperatura diminui, também diminui a solubilidade do

hidrogênio na zona fundida diminuindo bruscamente quando a temperatura atinge valores em

torno de 1700 °C, conforme ilustrado na figura I.1 [12], aumentando consequentemente a sua

difusibilidade, principalmente quando o aço passa da fase γ para a fase α. Desta forma, o

hidrogênio aumenta sua mobilidade, distribuindo-se em deslocações, inclusões, contornos de

grão, interfaces inclusões-matriz e microtrincas. Durante a soldagem, conforme ilustrado na

figura I.2, o hidrogênio presente no metal de solda ainda no estado austenítico não possui alta

difusividade, entretanto com o movimento do arco o metal de solda chega a fase α e o

hidrogênio migra para a zona afetada termicamente ainda no estado austenítico tendendo a

ficar aprisionado nos locais de grande quantidade de discordâncias proporcionando o

surgimento das trincas, principalmente quando a austenita da zona afetada termicamente se

transforma em microestruturas frágeis como a martensita. Portanto o local de maior

susceptibilidade para a ocorrência de trincas a frio é a zona afetada termicamente da junta

soldada. Entretanto, se o metal de adição proporciona microconstituintes de alta resistência

existe uma grande possibilidade da ocorrência de trincas no metal de solda [12-13].

Quando a temperatura da junta atinge 200 °C, começa a ocorrer uma difusão irregular do hidrogênio no aço (conforme ilustrado na figura I.3), que aumenta à medida que a temperatura diminui. Quando a temperatura atinge 20 °C, a velocidade de difusão do hidrogênio chega a ser 1012 vezes maior do que a do carbono e a do nitrogênio. Para explicar

6

esse fenômeno, Fast [13] sugeriu que o hidrogênio comporta-se mais como um próton do que como um átomo.

Na literatura especializada existem várias teorias que explicam a fragilização por hidrogênio, entre elas estão as de: Troiano [14] que sugeriu que o hidrogênio atômico difundido concentra-se em regiões de máxima triaxilidade de tensões onde a deformação não obedece a lei de Hook, ocorrendo a nucleação de uma trinca pela diminuição da energia de coesão da rede; Beachem [15] que propôs que a interação entre o hidrogênio e as discordâncias contribui para microdeformações e a formação da matriz, e Savage [16], que sugeriu que se há um empilhamento de discordâncias criadas por pontos de concentração de tensões, o hidrogênio é transportado para estes pontos de nucleação reduzindo a energia de ligação da interface.

Figura I.1: Solubilidade do hidrogênio no ferro puro e aços austeníticos em função da

temperatura [12].

Figura I.2: Corte longitudinal de um cordão de solda a arco com eletrodo revestido, ilustrando

o mecanismo de migração do hidrogênio à zona afetada termicamente [13].

7

Figura I.3: Variação do coeficiente de difusividade de hidrogênio com a temperatura, para

diferentes aços [13].

Deve-se salientar que nenhuma destas teorias pode explicar todas as características do

fenômeno das trincas a frio induzidas pelo hidrogênio, exatamente pelo fato de todas elas se

basearem em dados experimentais. Entretanto, teorias como as de Troiano e a de Beachem

tem obtido grande credibilidade.

Para se verificar o teor de hidrogênio difusível no aço existem vários métodos

propostos na literatura especializada, tais como os métodos japonês e alemão, que utilizam

líquidos orgânicos. Pode-se citar também o método do mercúrio, que é amplamente divulgado

mundialmente, e é o mais aceito e difundido no Brasil [6].

O Doc. 425-74 do Weld Metal Hydrogen Levels and the Definition of Hydrogen

Controlled Electrodes classifica a susceptibilidade de ocorrência de trincas a frio segundo a

quantidade de hidrogênio difusível em ml por 100 g de metal, que é apresentada a seguir [13]:

a) Muito baixo, entre 0 e 5 ml/100 g;

b) Baixo, entre 5 e 10 ml/100 g;

c) Médio, entre 10 e 15 ml/100 g, e;

d) Alto, maior que 15 ml/100g.

8

I.2.2.- Efeito da Microestrutura

As microestruturas, formadas tanto no metal de solda como na zona afetada

termicamente, são importantes para determinar a formação de trincas a frio em juntas

soldadas. Estas microestruturas dependem diretamente da composição química do metal de

base e do metal de solda, do ciclo térmico de soldagem, do tamanho de grão austenítico e do

teor e distribuição das inclusões não metálicas. Esses fatores por sua vez, são direta ou

indiretamente influenciados pela energia de soldagem, pela espessura e geometria da junta e

pela temperatura de pré-aquecimento e interpasse.

As principais microestruturas formadas no metal de solda são:

a) A Ferrita Primária que se forma entre 1000 e 700 °C sob baixas taxas de resfriamento,

que, apesar de ser dúctil, é considerada sitio de nucleação de trincas a frio [6];

b) A Ferrita Secundária Alinhada, FS(A), formando-se entre 700 e 650 °C sob taxas de

resfriamento mais elevadas, facilita as trincas por clivagem devido a nucleação de

carbonetos [17];

c) A Ferrita Acicular, AF, que se forma a temperaturas abaixo de 650 °C e acima da

temperatura de formação da bainita. Esta é a microestrutura mais desejável na junta pois

possui uma excelente combinação entre resistência e tenacidade reduzindo o risco da

propagação de trincas [6], porém percentuais deste microconstituinte superiores a 87 %

podem endurecer excessivamente a matriz ferrítica prejudicando a tenacidade do metal de

solda [18];

d) O Agregado de Ferrita Carboneto, na qual a bainita está enquadrada, é de um modo geral

indesejável pois favorece a nucleação e propagação de fratura frágil [17], e;

e) A martensita, M, que, pelas suas características de alta dureza e fragilidade, torna-se a

microestrutura mais suscetível às trincas induzidas pelo hidrogênio [6].

É importante reforçar que todas as formações microestruturais acima citadas,

dependem principalmente da composição química do metal de base, do metal de adição e da

taxa de resfriamento, a qual, por sua vez, depende de energia de soldagem, da temperatura de

pré-aquecimento e da espessura do metal de base. A figura I.4 mostra o efeito de três taxas de

resfriamento diferentes sobre a microestrutura [17].

9

Na região da zona afetada termicamente, adjacente à zona de fusão, ocorre um

aumento significativo no tamanho de grão e taxas de resfriamento maiores, provocando o

aparecimento da martensita, sendo por isso considerado um local de grande risco de

fissuração.

Figura I.4: Diagrama esquemático das curvas C.C.T. mostrando o efeito de três taxas de

resfriamento distintos sobre a microestrutura [17].

A figura I.5 mostra a microestrutura do metal de solda de um aços ferríticos, percebe-

se por esta foto que os grãos mais grosseiros de ferrita de cor clara são denominados de ferrita

primária (PF), os grãos claros em forma de ripa são denominados de ferrita secundária (FS) e

a granulometria fina é a ferrita acicular (AF).

Figura I.5: Microestrutura do metal de solda de um aço ferrítico.

10

I.2.2.1- Efeito da Composição Química

A composição química, sendo um fator importante para a formação da microestrutura,

torna-se consequentemente importante para a formação das trincas a frio, principalmente

devido à dureza que os elementos de liga podem atribuir a junta soldada. Pois quanto maior

for a dureza do aço mais susceptível o mesmo se torna a formação de trincas a frio. Em outras

palavras, microestruturas moles podem tolerar maiores teores de hidrogênio do que

microestruturas duras [19].

Para avaliar a influência da composição química sobre as trincas a frio, foram

desenvolvidas inúmeras expressões empíricas. Dentre elas destaca-se a do carbono

equivalente (CE), que é a adotada pelo International Institute of Welding e é dada pela

equação 1 [5,21].

CE C Mn Cr Mo V Ni Cu= + + + + + +6 5 15

(1)

Na qual C, Mn, Cr, Mo, V, Ni e Cu são, respectivamente, o valor das porcentagens de carbono,

manganês, cromo, molibdênio, vanádio, níquel e cobre da zona afetada termicamente.

Na equação 1, se a soma dos percentuais das composições químicas for maior que 0,4

há então grandes chances de ocorrência de trincas a frio [5].

O parâmetro CE pode ser também usado para definir valores críticos de dureza,

temperatura de pré-aquecimento, energia de soldagem e verificação de trincas na zona afetada

termicamente e no metal de solda. Ou seja, quanto maior o valor de CE maiores devem ser os

cuidados com as juntas soldadas quanto ao risco de trincas induzidas pelo hidrogênio.

Outra correlação bem conhecida que pode ser usada para uma quantidade maior de

aços foi desenvolvida por Ito e Bessyo e é demonstrada pela formula abaixo [22].

BVMoNiCrCuMnSiCPcm 51015602030

++++++++= (2)

Esta formula só é aplicável para aços com teores de carbono abaixo de 0,1 %. Deve-se

notar que estas formulas somente demonstram como os elementos de liga podem influenciar a

11

temperabilidade dos aços, e consequentemente aços com a junta soldada mais dura tendem a

serem mais susceptíveis a trincas [23].

Apesar de não haver um grande número de trabalhos publicados em trincas a frio no

metal de solda, a metodologia adotada por muitos pesquisadores para a sua análise foi bem

parecida à utilizada na zona afetada termicamente, isto ocorreu devido ao fato de que a

maioria dos fatores que influenciam a zona afetada termicamente também influenciam o metal

de solda. Foi sugerido inicialmente que se a dureza do metal de solda exceder a dureza da

zona afetada termicamente as trincas a frio ocorreram preferencialmente no metal de solda.

Esta afirmação logo foi demonstrada como incerta, pois a dureza do metal de solda na grande

maioria dos casos se encontra bem abaixo da dureza da zona afetada termicamente [24].

Alcântara [8] encontrou experimentalmente que 300 Hv era o valor crítico de dureza para

evitar trincas induzidas pelo hidrogênio no metal de solda desde que o hidrogênio difusível

estivesse abaixo de 5 ml/100g (utilizou-se o ensaio Tekken com chanfro em y reto).

Os resultados encontrados por vários pesquisadores, no que diz respeito a dureza,

parecem bastante conflitantes. Boniszwski e Watkinson [25] encontraram que a

susceptibilidade as trincas aumenta com a dureza do metal de solda independente da sua

microestrutura. Hart [26] encontrou que a susceptibilidade a trincas induzidas pelo hidrogênio

aumenta linearmente com o aumento da dureza no metal de solda de Cr-Mo. Em outro

trabalho, o mesmo autor [27], só encontrou este resultado para altos níveis de hidrogênio (~10

ml/100g), porém com níveis de hidrogênio abaixo de 5 ml/100g a microestrutura demonstrou-

se de grande importância para o controle de trincas no metal de solda.

Não existe uma investigação sistemática dos efeitos dos elementos de liga, embora

exista um consenso que o aumento nos percentuais dos elementos de liga aumenta a

susceptibilidade de trincas no metal de solda. Sugeriu-se [28-29] que os efeitos dos elementos

de liga eram difíceis de se caracterizar por qualquer carbono equivalente existente.

Devido a dificuldade existente em se caracterizar os efeitos dos elementos de liga

através do carbono equivalente, deve-se analisar o efeito de cada elemento de liga

individualmente como é demonstrado a seguir.

12

Manganês: O efeito deste elemento na ocorrência de trincas a frio está diretamente

ligado ao teor de hidrogênio do metal de solda [30]. Hart [31] sugeriu que para altos teores de

hidrogênio, a dureza controla a susceptibilidade a trincas e o manganês normalmente aumenta

a dureza do metal de solda.

Molibdênio: Este elemento também depende do nível de hidrogênio no metal de solda

[27,31]. O acréscimo de molibdênio em aços com grande quantidade de ferrita acicular e que

possuam teores de hidrogênio intermediários (5 ml/100g) apresentaram uma melhoria na

resistência às trincas a frio. A altos teores de hidrogênio (10 ml/100g), a adição de molibdênio

se torna prejudicial, e a susceptibilidade às trincas se torna dependente principalmente da

dureza [31].

Níquel: Acredita-se que o níquel possui um efeito moderador na formação de trincas a

frio, pois sua adição melhora a resistência do metal de solda [32,33]. Hart [27] encontrou que

o efeito da adição de níquel no metal de solda para a formação de trincas a frio dependia tanto

do teor de hidrogênio como também da energia de soldagem.

Cromo: Normalmente o cromo é utilizado com o molibdênio. As ligas Cr-Mo [27] são

mais susceptíveis as trincas a frio que ligas Ni-Mo para determinados valores de dureza.

Concluiu-se que o cromo influi de forma a aumentar o endurecimento do metal de solda [27].

Silício: Ito e Bessyo [22] demonstraram que o silício aumenta a temperabilidade do

aço e suas ligas. Encontrou-se segregações de silício em metais de solda com trincas a frio

intergranulares [34].

Nióbio: Lazor e Graville [33] encontraram, através de ensaios experimentais, que o

nióbio aumenta a susceptibilidade a trincas no metal de solda.

Para efeitos combinados de elementos de liga. Watkinson [35] demonstrou que a

composição do metal de solda utilizando níquel, molibdênio e vanádio (Ni-Mo-V) possui

melhor resistência a trincas que outros tipos de composições (C-Mn, Cr-Mo e Ni-Cr-Mo).

Este resultado foi apoiado em parte por Hart [36]. Este autor observou que a dureza é um bom

indicador para a formação de trincas a frio desde que haja altos teores de hidrogênio no metal

de solda.

13

I.2.3- Efeito da Temperatura

A difusão do hidrogênio na junta soldada ocorre a temperaturas inferiores a 200 °C,

com o seu valor crítico ocorrendo à temperatura ambiente (aproximadamente 30 °C), por isso

é de grande importância para a ausência das trincas a frio o controle deste tipo de fator,

mantendo-se a temperatura acima de 200 °C durante o maior tempo possível [7].

Com tratamentos térmicos de pré ou pós-aquecimento pode-se minimizar ou até evitar

a ocorrência de trincas, mantendo a temperatura da junta suficientemente alta para que o

hidrogênio possa se difundir para fora da poça de fusão, reduzindo o risco de trincas a

frio [37].

I.2.4- Nível de tensão

As tensões externas e principalmente as tensões residuais são de grande importância

para a formação de trincas a frio, pois é delas que se desencadeia a fonte de energia necessária

para a ocorrência destas trincas. Estas tensões formam movimentos de discordâncias que

provoca a migração do hidrogênio para locais de concentração de deformação como pontas de

entalhes ou de trincas, onde estas se acumulam. Com a continuidade do resfriamento, o nível

crítico de hidrogênio é atingido e a trinca iniciada. Quanto maior o nível de tensão, menor o

teor de hidrogênio necessário para a ruptura do material [38].

As tensões residuais são formadas a partir das variações de temperatura sofrida pela

junta soldada, pois no momento em que se deposita o cordão de solda ocorre um aumento

brusco de temperatura, ocasionando a dilatação do metal de base, comprimindo assim o metal

de solda. À medida que a temperatura cai, o metal de base dilatado começa a comprimir e

como conseqüência, o metal de solda é tracionado, como mostra a figura I.6 [13].

As tensões nas juntas soldadas estão relacionadas com tamanho da solda, geometria

da junta, restrições externas e limite de resistência do metal de solda e metal de base. Baseado

nestes fatores foram desenvolvidos vários ensaios teóricos e experimentais que são utilizados

para o estudo dos efeitos das trincas a frio [39-40].

14

Figura I.6: Representação das variáveis de tensão com a mudança de temperatura durante a

soldagem [13].

I.3- Ensaios de Soldabilidade

Os ensaios de soldabilidade foram desenvolvidos para a avaliação da formação e

propagação de trincas a frio. Utilizando-se condições mais rigorosas da restrição e tensão do

que as condições reais da soldagem.

Os ensaios de soldabilidade dividem-se em dois grupos:

a) Os Ensaios de Restrição Externa, que avalia os efeitos da variação dos parâmetros sobre

trincas a frio sob diferentes níveis de tensão externa aplicados a junta soldada, podendo-se

citar como exemplos os Ensaios de Restrição Rígida, de Restrição Tensionada e de

Implante [5], e;

b) Os Ensaios de Auto Restrição, que avalia o efeito da variação dos parâmetros de soldagem

e do teor de hidrogênio sob condições de restrição preestabelecida. Tem-se como

exemplos os ensaios Tekken, Lehigh e o de Severidade Térmica Controlada [5].

1.3.1- Ensaio Tekken (Ensaio JIS-y)

O Ensaio de Tekken foi idealizado no Instituto Ferroviário de Pesquisas Tecnológicas

do Japão e era inicialmente formado por dois entalhes em Y oblíquos, medindo 80 mm cada.

15

Posteriormente verificou-se que só era necessário um entalhe para a verificação das trincas

induzidas pelo hidrogênio, conforme mostra a figura I.7 [6].

Devido à sua facilidade de elaboração, versatilidade, baixo custo, simplicidade de

análise e boa reprodutibilidade, este ensaio é divulgado mundialmente para o estudo de trincas

a frio em aços estruturais de alta resistência e seleção de procedimentos de soldagem, como

por exemplo nos aços para tubulação de gás, bem como para avaliação de estruturas

submarinas [5].

Neste ensaio verifica-se a ocorrência de trincas a frio tanto no metal de solda

(utilizando-se um chanfro para a solda teste em Y reto), como na zona afetada termicamente

(utilizando-se um chanfro para a solda teste em Y oblíquo). Na solda de restrição, o chanfro

pode ser tanto em duplo V como em Y oblíquo.

Figura I.7 - Corpo de prova para ensaio de avaliação de trincas a frio, de auto restrição Tekken [5].

16

II- MATERIAIS E MÉTODOS

O processo de soldagem utilizado foi ao Arco Elétrico com Eletrodo Revestido.

Utilizam-se como consumíveis os eletrodos AWS E 12018 G e AWS E 11018 G, ambos com

4 mm de diâmetro, e como metal de base, chapas de aço comercialmente denominadas de

SAR 120 T, SAR 100 T e SAR 80 T com 31 mm, com 11 mm e com 11 mm de espessura

respectivamente, que foram doadas pela USIMINAS (os valores das composições químicas e

dos limites de resistência de cada eletrodo e chapa estão na tabela do anexo A).

Para avaliação do efeito da taxa de resfriamento e da umidade do revestimento do

eletrodo sobre a susceptibilidade da junta soldada com relação a trinca à frio, foram realizadas

soldagens sem pré-aquecimento e com pré-aquecimentos de 100 °C, 180 °C e 250 °C em

corpos de prova Tekken utilizando-se eletrodo não ressecado e ressecado à temperatura de

240 °C por 2, 3 e 4 horas em uma estufa.

II.1- Corte e confecção dos corpos de prova

As chapas foram cortadas pelo processo de oxi-acetileno, utilizando-se uma máquina

de corte oxi-acetilênica “tartaruga” MC 46 do laboratório de soldagem do DEM

(Departamento de Engenharia Mecânica) para melhor precisão do corte.

O chanfro da peça, tanto para a solda de restrição como para a solda teste, foi feito na

plaina da oficina mecânica do DEM. O chanfro da solda de restrição foi realizado em duplo V

e em Y oblíquo e o chanfro da solda teste foi feito em Y reto e em Y obliquo (ver figura I.6 na

página 12).

II.2- Soldagem dos corpos de prova

Para a manutenção do alinhamento e distância das chapas durante a solda de restrição,

empregou-se um gabarito formado por duas peças metálicas e dois parafusos com porca,

conforme ilustrado na figura II.1.

O pré-aquecimento imposto as chapas de aço foi feito através de um maçarico para

soldagem oxi-acetilênica, movimentando a chama sobre o chanfro. Para se medir a

temperatura de pré-aquecimento imposta as chapas de aço antes de soldá-las, utilizou-se um

termômetro digital acoplado a um termopar modelo SPG 20C8 - tipo J, devidamente

calibrado.

17

Figura II.1: Gabarito para nivelamento do Corpo de Prova durante a aplicação da solda de

restrição.

Os eletrodos foram ressecados por 2, 3 e 4 horas em uma estufa, a uma temperatura de

aproximadamente 240 °C, sendo posteriormente conduzidos ao setor soldagem dentro de um

cochicho de PVC revestido internamente com folha de alumínio e isolado termicamente com

lã de quartzo, para evitar qualquer contato com o ambiente.

Para calcular a energia de soldagem utilizou-se um voltímetro para medir a tensão da

máquina, um cronômetro para medir o tempo de soldagem, em segundos, e um milivoltímetro

para medir, indiretamente, a corrente, a partir de um “shunt” de 200 A/ 60 mV ligado em série

com a máquina conforme indicado na figura II.2. Por exemplo se o milivoltímetro marcasse

60 mV então a corrente seria de 200 A e se o milivoltímetro encontrasse uma tensão de 30

mV então a corrente seria de 100 A. Substituindo-se os valores da tensão, da corrente e da

velocidade de soldagem (espaço da solda teste, 80 mm, pelo tempo gasto) na fórmula (5)

encontra-se a energia de soldagem E em kJ/mm.

E f VIv

= × × −10 3 (5)

Sendo: E - energia de soldagem (kJ/mm);

V - tensão elétrica (volts);

I - corrente elétrica (ampères);

v - velocidade de soldagem (mm/s);

f - eficiência de transferência de calor do arco, utilizou-se neste trabalho 0,8.

Como fonte de energia, utilizou-se um retificador do tipo Super-Bantam 400DC/ESAB

com corrente máxima de 400 ampères. Após a solda teste retirou-se a escoria, com o auxilio

de um martelo e uma escova de aço e com o termômetro digital mediu-se a temperatura no

metal de solda até ela cair para 200 ºC. Neste ponto, com o auxilio de uma lupa verificou-se

18

se havia trinca à quente superficial no material. Logo após este procedimento, esperou-se 48

horas para análise de trincas a frio.

Figura II.2: Esquema para cálculo da corrente e da tensão durante a soldagem.

Para o seccionamento dos corpos de prova utilizou-se uma serra eletro-mecânica

seccionando o corpo de prova em oito partes iguais de 10 mm cada como indicado na

Figura II.3.

Figura II.3: Corpo de prova Tekken cortado para a análise de trincas na junta soldada (as

dimensões são em mm).

19

II.3- Embutimento, lixamento e polimento das secções transversais dos corpos de prova

As amostras foram embutidas a frio utilizando-se para isto uma resina acrílica. O

lixamento foi feito numa lixadeira motorizada com lixa d’água números 120, 150, 180, 240,

320, 500, 600, respectivamente. O polimento foi realizado com politriz motorizada,

utilizando-se como abrasivo as soluções de 1, 0,03 e 0,06 mícrons de alumina.

Após o lixamento e o polimento foi feito o ataque dos corpos de prova com nital a 3%

para análise da área da junta soldada.

II.4- Avaliação das áreas do metal de solda e da zona afetada termicamente

Para a análise de áreas da junta soldada, utilizou-se o método planimétrico que é

aplicado normalmente para medição de quantidade de grãos por unidade de área na

metalografia quantitativa. No caso, ele foi adaptado para medição das áreas da junta soldada,

fazendo-se o seguinte procedimento: utiliza-se uma folha milimetrada transparente, na qual

desenha-se o contorno da área do metal de solda e da zona afetada termicamente, somando-se

em seguida a quantidade de quadrados internos ao contorno (∑QI) e quadrados interceptados

pelo contorno (∑Qic), como demonstra a figura II.4. Aplicando-se a formula (6) [10-17,37-

38]:

Figura II.4 - Exemplo de medição de área utilizando o método planimétrico ou de Jeffreis.

AQ

QIcI= +∑ ∑2

(6)

Encontra-se a área total A do metal de solda ou da zona afetada termicamente em mm2.

20

II.5- Cálculo das trincas transversais do corpo de prova e cálculo do Coeficiente Médio de Trincas (CMT)

Para encontrar o perímetro da trinca utilizou-se uma régua de aço milimetrada que a

partir de medição direta em todos os trechos retos obteve-se o tamanho total da trinca.

Existem vários métodos para medição de trincas e dentre eles tem-se o Coeficiente

Médio de Trincas (CMT) que é uma relação entre o somatório do comprimento real da trinca

∑L (em mm) e o somatório das áreas das secções transversais do metal de solda ∑A (em

mm2), dada pela equação 7 [41].

CMTLA

= ∑∑

(7)

Na qual o CMT é o tamanho da trinca em mm por unidade de área em mm2.

II.6- Medidas de dureza no metal de solda

Para se executar os ensaios de dureza Vickers no metal de solda utilizou-se um

durômetro Gnehm Horgen, com carga de 5 Kgf e para a penetração um cone de diamante de

base quadrada. Os ensaios de dureza foram feitos em três regiões distintas do metal de solda,

na qual, fez-se cinco medidas na parte inferior, cinco na superior e cinco na região central,

totalizando 15 medidas, conforme mostra a figura II.5, na qual se retirou a média destes

valores e obteve-se a dureza média do metal de solda.

Figura II.5: Ilustração dos pontos onde foram executadas as medições de dureza Vickers do

metal de solda e da ZAT (zona afetada termicamente)

x x x x x

x x x x x

x x x x x .

21

II.7 – Análise metalográfica

O processo de identificação e contagem de microestruturas foi executado utilizando-se

um aumento de 400 vezes. O método quantitativo utilizado foi o de contagem de pontos. Para

tanto foi construída uma tela com 100 pontos, e que foi superposta ao Ecram do microscópio.

As interseções das linhas das grades delimitam várias áreas e cada uma delas serve para

identificar o microconstituinte presente. Posteriormente à identificação de todas as áreas

contam-se os pontos. Foram analisadas 14 regiões no metal de solda, e como a grade continha

100 pontos, foram totalizados 1400 pontos por amostra, como pode-se verificar na figura II.6.

Figura II.6: Ilustração das 14 regiões analisadas em cada corpo de prova e da grade do microscópio com 100 pontos

400 vezes

x x x x x x x x x x x x x x

22

II.8 – Medidas estatísticas

Esta medição quantitativa microestrutural é raramente de total confiança.

Ocasionalmente dificuldades se encontram em decidir e identificar um microconstituinte

particular. Erros de identificação e contagem de microestruturas deste tipo são difíceis de

minimizar exceto pela experiência do observador. Diante deste fato faz-se necessário o

cálculo do erro para se ter uma idéia melhor da confiabilidade da contagem dos pontos [42].

Para facilitar o entendimento da teoria sobre estes cálculos considera-se uma estrutura

tendo apenas dois constituintes com proporções existentes de p e 1-p. Então, sabido que os

dois constituintes são arranjados randomicamente, a probabilidade de que algum ponto

observado será de um outro dos dois constituintes é também p e 1-p respectivamente [43].

Numa contagem de pontos um certo número de pontos é observado e a proporção Y

destes, de acordo com o constituinte presente investigado, é determinada. Uma estimativa da

proporção verdadeira p para o constituinte é então dada por Y. Porém, é claro que, em geral,

Y e p não serão iguais e isto é desejável para poder se calcular a amplitude pelo qual Y pode

ser esperado para desviar de p.

Se um número de grupos de n pontos são contados, os valores de Y obtidos para cada

grupo será varrido sobre o valor real p. Com estes valores será possível a estimativa das

constantes de distribuição de uma população hipotética infinita de Y’s proveniente de grupos

de n pontos, que são a média e o desvio padrão. A proporção Y de n pontos dentro de um

constituinte randomicamente distribuído, cuja probabilidade de ocorrência de algum ponto

isoladamente é p, é uma variável randômica cuja distribuição tem uma forma matemática

simples e é conhecida como distribuição binomial [42].

Para estimar o desvio padrão da proporção Y, determina-se para uma contagem de n

pontos, o seguinte procedimento:

- Tendo-se um número K de grupos, cada um contendo n pontos, determina-se o valor de Y

para cada grupo, a melhor estimativa da proporção p é dada pela média do valor de Y, ou seja

Y [42].

KY

Y ∑= (8)

23

O desvio padrão da distribuição de Z como estimado para n pontos é:

1-K)Y-(Y 2∑=δ (9)

Também foram obtidos Intervalos de Confiança (I. C.) com confiabilidade de ! =

95%, onde tais valores foram obtidos pelas seguintes equações [37].

- Caso a estimativa de p esteja no intervalo entre 0,4 e 0,6:

4nbYIC(95%) ±= (10)

- Caso a estimativa de p esteja fora do intervalo citado anteriormente:

n)Y1(YbYIC(95%) −±= (11)

Sendo b tal que P(0<Z<b) = !/2, na qual Z é a distribuição padrão ou normal

reduzida [37].

Para melhor compreensão destas formulas pode-se utilizar o exemplo abaixo:

Os resultados obtidos ao se fazer uma análise qualitativa e quantitativa em dez regiões

de um metal de solda de um aço ferrítico utilizando uma grade regular com 100 pontos estão

apresentados na tabela abaixo (utilizou-se um intervalo de confiança de 95 %).

Porcentagem (%)

Região 1

Região 2

Região 3

Região 4

Região 5

Região 6

Região 7

Região 8

Região 9

Região 10

AF 65 66 68 66,5 67,5 65 68 69,5 69 66,8

PF 25 22 21,5 21,5 21 23 20 20 20 23

FS 10 12 10,5 12 11,5 12 12 10,5 11 12,2

Utilizando a equação 8 obtém-se a média Y de cada microconstituinte presente no

metal de solda.

0,671AF)(Y

10/)668,069,0695,068,065,6750,0665,068,066,066,0()AF(Y

=

++++++++=

24

0,217PF)(Y

10/)23,02,02,02,023,021,0215,0215,022,025,0()PF(Y

=

+++++++++=

0,114FS)(Y

10/)122,011,0105,012,012,0115,012,0105,012,01,0()FS(Y

=

+++++++++=

A partir das médias de AF, PF e FS obteve-se os respectivos desvios padrões para cada

através da equação 9:

0,008(FS) 0,016(PF) 0,015AF)( =∴=∴= δδδ

Os respectivos intervalos de confiança (I.C.) com confiabilidade de 95 % podem ser

obtidos através das equações 10 e 11, dependendo da média do microconstituinte. Neste caso

como todas as médias estão fora do intervalo entre 0,4 e 0,6, utiliza-se a equação 11. O valor

de b desta equação é facilmente encontrado em tabelas estatísticas que mostram a distribuição

normal reduzida, mas para isso é bom lembrar que:

P (0 < Z < b) = 0,475

Então:

0,0620,114%)I.C.(FS;950,0810,217%)I.C.(PF;950,0920,671%)I.C.(AF;95

±=±=±=

25

III- RESULTADOS E DISCUSSÕES

III.1 - Resultados obtidos para o aço SAR 120 T soldado com o eletrodo AWS E 12018 G

Apesar da tentativa de manutenção da energia de soldagem a valores constantes,

ocorreram variações na faixa de ± 0,2 kJ/mm, devido ao fato da soldagem ser manual e

consequentemente a velocidade de soldagem (v) variar para cada corpo de prova, variando

assim a energia de soldagem (E). Portanto, o valor médio da energia de soldagem ficou na

faixa de 2 ± 0,2 kJ/mm (os valores da energia de soldagem e do coeficiente médio de trincas

para cada corpo de prova estão na tabela do anexo B).

A figura III.1 mostra um gráfico que relaciona o coeficiente médio de trincas (CMT)

com a temperatura de pré-aquecimento do material para todos os tempos de ressecagem feitos

no eletrodo. Percebe-se pela figura III.1 o decréscimo do CMT com o aumento da temperatura

de pré-aquecimento principalmente com o eletrodo ressecado, ou seja, o ressecamento do

eletrodo é o parâmetro mais importante na soldagem do aço SAR 120 T, com o eletrodo AWS

E 12018 G, pois somente ressecando-se o eletrodo é que se conseguiu corpos de prova não

trincados. Nota-se também que somente com o ressecamento do eletrodo não se tem

resultados satisfatórios, sendo de grande importância o pré-aquecimento da chapa a ser

soldada.

Figura III.1 - Relação entre o Coeficiente Médio de Trincas (CMT) e a temperatura de pré-aquecimento.

AMB 100 180 2500.00

0.02

0.04

0.06

0.08

0.10

0.12

0.14

0.16

Não Ressecado Ressecado 2 h Ressecado 3 h Ressecado 4 h

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e Tr

inca

s (m

m/m

m²)

Temperatura de pré-aquecimento (°C)

26

A figura III.2 mostra um gráfico que relaciona o Coeficiente Médio de Trincas (CMT)

e o tempo de ressecamento do eletrodo. Por este gráfico percebe-se a redução do CMT com o

tempo de ressecagem do eletrodo, indicando assim, indiretamente a influência do teor de

hidrogênio na redução das trincas a frio, percebe-se também que para temperaturas de pré-

aquecimento superiores a 180 °C houve uma redução total do coeficiente médio trincas com

apenas 2 horas de ressecagem do eletrodo, demonstrando assim que é desnecessário a

aplicação de pré-aquecimento na soldagem a temperaturas maiores que 180 °C para a

manutenção de uma junta soldada sem trincas, na soldagem do aço SAR 120 T com o eletrodo

AWS E 12018 G.

Figura III.2 - Relação entre o Coeficiente Médio de Trincas (CMT) e o tempo de ressecagem do eletrodo.

A figura III.3 mostra um gráfico que relaciona a temperatura de pré-aquecimento e o

ressecamento do eletrodo, na qual se demonstra a ocorrência ou não de trincas devido a

combinação destes dois parâmetros de soldagem. Através deste gráfico percebe-se a grande

necessidade que se faz na utilização destes dois parâmetros de soldagem em conjunto para

uma junta soldada isenta de trincas a frio.

Figura III.3 – Relação entre temperatura de pré-aquecimento e o ressecamento do eletrodo

Não Ressecado 2 horas 3 horas 4 horas0.00

0.02

0.04

0.06

0.08

0.10

0.12

0.14

0.16

Sem pré-aquecimento 100 °C 180 °C 250 °C

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e Tr

inca

s (m

m/m

m²)

Tempo de Ressecagem do Eletrodo

27

Todos os corpos de prova não ressecados trincaram independente da temperatura de

pré-aquecimento do eletrodo, ocorrendo somente uma pequena diminuição do coeficiente

médio de trincas (CMT) com o aumento da temperatura de pré-aquecimento, demonstrando

assim a grande importância do ressecamento do eletrodo para a obtenção de uma junta

soldada isenta de trincas.

A figura III.4 mostra a relação do coeficiente médio de trincas com a dureza do metal

de solda para cada condição de ressecamento utilizado. Por este gráfico percebe-se a

importância da dureza para a formação de trincas a frio pois para valores de dureza superiores

a 361 Hv encontrou-se trincas no metal de solda independentemente do ressecamento do

eletrodo.

0

0,05

0,1

0,15

0,2

320 340 360 380 400

Dureza (Hv)

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e tr

inca

s (m

m/m

m²)

Não Ressecado2 horas3 horas4 horas

Figura III.4 – Relação entre o Coeficiente Médio de Trincas e a Dureza do metal de solda para

cada condição de ressecamento utilizada.

A figura III.5 mostra a relação entre o coeficiente médio de trincas e o percentual de

ferrita acicular para cada condição de ressecamento utilizada, através deste gráfico percebe-se

um aumento no coeficiente médio de trincas com o aumento do percentual de ferrita acicular,

assim, percebe-se a importância da microestrutura na formação de trincas a frio, além disso o

ressecamento do eletrodo possui grande importância na formação de trincas pois somente

utilizando-se eletrodos ressecados conseguiu-se juntas soldadas isentas de trincas.

28

0

0,05

0 ,1

0 ,15

0 ,2

94 ,5 95 95,5 96 96,5

Ferrita Ac icu lar (%)

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e Tr

inca

s (m

m/m

m²)

N ão R essecado2 horas3 horas4 horas

Figura III.5 – Relação entre o Coeficiente Médio de Trincas e o percentual de ferrita acicular

do metal de solda para cada condição de ressecamento utilizada.


ferrita primária do metal de solda para cada condição de ressecamento utilizada. Analisando-

se o gráfico constata-se um decréscimo do coeficiente médio de trincas com o aumento do

percentual de ferrita primária, este resultado já era esperado devido ao aumento do coeficiente

médio de trincas com o aumento do percentual de ferrita acicular.

0

0,05

0,1

0,15

0,2

2 3 4 5 6

Ferrita Primária (%)

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e Tr

inca

s (m

m/m

m²)


Figura III.6 – Relação entre o Coeficiente Médio de Trincas e o percentual de Ferrita Primária

para todas as condições de ressecamento realizadas

A tabela III.1 mostra os valores percentuais da microestrutura e seus intervalos de

confiança para todas as condições de pré-aquecimento analisadas, percebe-se por esta tabela

uma diminuição dos percentuais de ferrita acicular com o aumento da temperatura de pré-

aquecimento e um conseqüente aumento dos percentuais de ferrita primária com o aumento da

temperatura de pré-aquecimento.

29

Tabela III.1 – Percentuais microestruturais do metal de solda encontrados nas temperaturas de pré-aquecimento analisadas

Temperatura de pré-aquecimento (°C) Ferrita Acicular (%) Ferrita Primária (%)

Sem pré-aquecimento 96,25 ± 0.04 2,75 ± 0,04

Pré-aquecimento de 100 95,89 ± 0.04 4,11 ± 0,04

Pré-aquecimento de 250 94,64 ± 0,04 5,35 ± 0,04

A tabela III.2 mostra os valores de dureza do metal de solda para todas as condições de

pré-aquecimento utilizadas, percebe-se que mesmo utilizando-se altas temperaturas de pré-

aquecimento a dureza do metal de solda se manteve acima de 327 Hv demonstrando assim os

altos valores de dureza para metais de solda obtidos por esta combinação. Justificando assim a

sua a alta susceptibilidade a trincas.

Tabela III.2 – Valores de dureza para todas as temperaturas de pré-aquecimento utilizadas Temperatura de Pré-aquecimento (°C) Dureza (Hv)

Ambiente 382

100 361,5

180 343,5

250 327,3

Em todos os corpos de prova não foram encontradas trincas na zona afetada

termicamente, sendo encontradas somente no metal de solda. Além disso, todas as trincas

iniciavam na raiz e iam até a superfície do metal de solda, mesmo nos corpos de prova com

chanfro em y oblíquo.

As fotografias das figuras III.7 e III.8 mostram dois corpos de prova um trincado e

outro não trincado. A figura III.5 mostra o metal de solda trincado obtido com a temperatura

de pré-aquecimento de 100 ºC e sem ressecagem do eletrodo, na qual a trinca parte da raiz da

solda, que é o local onde há o maior nível de tensão da junta soldada, facilitando assim a sua

nucleação. A figura III.6 mostra um corpo de prova sem trinca, obtido com a temperatura de

pré-aquecimento de 250 ºC e com 4 horas de ressecamento do eletrodo.

A tabela III.3 mostra o coeficiente médio de trincas (CMT) para todas as condições de

soldagem analisadas, desconsiderando-se o tipo de chanfro do material. Por esta tabela

percebe-se a grande importância dos parâmetros de soldagem, sendo o ressecamento do

eletrodo o mais importante para a retirada do hidrogênio da junta soldada deste tipo de aço.

30

Figura III.7 - Corpo de prova trincado Figura III.8 - Corpo de prova não trincado

Tabela III.3 - Valores da CMT (mm/mm2) utilizando todos os tipos de chanfros realizados para cada condição de soldagem

Temperatura de pré-aquecimento

Tempo de ressecagem do eletrodo

Condição trinca/Não trinca

CMT (mm/mm2)

ambiente não ressecado trinca 0,15

100 °C não ressecado trinca 0,13



ambiente 2 h trinca 0,14

100 °C 2 h trinca 0,13

180 °C 2 h não trinca 0



100 °C 3 h trinca 0,12




100 °C 4 h trinca 0,12



31

III.2– Resultados obtidos para o aço SAR 100T soldado com o eletrodo AWS E 12018 G

Para esta combinação de metal de solda e de adição o valor médio da energia de

soldagem ficou na faixa de 1,7 ± 0,2 kJ/mm (os valores da energia de soldagem e do

coeficiente médio de trincas para cada corpo de prova estão na tabela do anexo C).

A figura III.9 mostra o gráfico que relaciona o coeficiente médio de trincas (CMT)

com o tempo de ressecagem do eletrodo variando-se as temperaturas de pré-aquecimento. O

gráfico indica uma redução no coeficiente médio de trincas chegando ao valor zero para um

tempo de ressecagem do eletrodo de três horas independente da temperatura de pré-

aquecimento feita na chapa. Percebe-se também que é desnecessário a aplicação de

temperaturas de pré-aquecimento superiores a 100 °C, pois somente utilizando este parâmetro

de soldagem não se encontrou trincas na junta soldada.

Figura III.9 - Relação entre o Coeficiente Médio de Trincas (CMT) e o tempo de ressecagem do eletrodo.

A figura III.10 mostra um gráfico que relaciona a temperatura de pré-aquecimento e o

ressecamento do eletrodo, na qual se demonstra a ocorrência ou não de trincas devido a

combinação destes dois parâmetros de soldagem. Através deste gráfico percebe-se que para se

obter uma junta soldada isenta de trincas se faz necessário ou pré-aquecer a chapa a uma

Não Ressecado 2 horas 3 horas 4 horas0.00

0.02

0.04

0.06

0.08

0.10

0.12

0.14

0.16

0.18

0.20

Sem pré-aquecimento 100 °C 180 °C 250 °C

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e Tr

inca

s (m

m/m

m²)

Tempo de Ressecagem do Eletrodo

32

temperatura de 100 °C ou ressecar o eletrodo por um tempo superior a 3 h à temperatura

ambiente.

Figura III.10 - Relação entre temperatura de pré-aquecimento e o ressecamento do eletrodo


de solda para cada condição de ressecamento utilizado. Percebe-se por esta figura que só

ocorreram trincas quando o metal de solda possuía uma dureza superior a 366 Hv, porém

quando se encontrou este valor de dureza e se ressecou o eletrodo por um tempo igual ou

superior a 3 horas não foi detectado a presença de trincas, demonstrando assim a importância

do ressecamento para a obtenção de uma junta soldada isenta de trincas a frio.

0

0,05

0,1

0,15

0,2

250 300 350 400

Dureza (Hv)

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e tr

inca

s (m

m/m

m²) Não Ressecado

2 horas3 horas4 horas

Região de ocorrência de trincas

Figura III.11 – Relação entre o Coeficiente Médio de Trincas e a Dureza do metal de solda

para cada condição de ressecamento utilizada.


ferrita acicular do metal de solda para cada condição de ressecamento utilizada, pelo gráfico

33

pode-se constatar que só se obteve trincas no metal de solda a percentuais elevados de ferrita

acicular, demonstrando assim a importância da microestrutura na formação de trincas a frio

para esta combinação de metal de base e adição, além disso, percebe-se que a altos

percentuais de ferrita acicular somente utilizando-se eletrodos ressecados acima de 3 horas é

que se consegue uma junta soldada isenta de trincas, demonstrando assim a importância do

tempo de ressecamento do eletrodo para se evitar este tipo de trinca.

0

0,05

0,1

0,15

0,2

88 90 92 94 96 98

Ferrita Acicular (%)

Coe

ficie

nte

Méd

io d

eTr

inca

(mm

/mm

²)


Região de Ocorrência de Trinca

Figura III.12 – Relação entre o coeficiente médio de trincas e o percentual de ferrita acicular

para todas os tempos de ressecamento utilizados

A partir da figura III.12 deve-se esperar que o contrário ocorra com a ferrita primária,

ou seja, só ocorra a formação de trincas a baixos percentuais de ferrita primária, este resultado

pode ser visto na figura III.13 que relaciona o coeficiente médio de trincas com o percentual

de ferrita primária para todas os tempos de ressecamentos utilizados.

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0 2 4 6 8

Ferrita Primária (%)

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e Tr

inca

s (m

m/m

m²) Não Ressecado



Figura III.13 – Relação entre o coeficiente médio de trincas e o percentual de ferrita primária

para todos os tempos de ressecamentos utilizados.

34


pré-aquecimento utilizadas, percebe-se por esta tabela que houve uma diminuição

significativa nos valores de dureza com o aumento da temperatura de pré-aquecimento,

justificando assim os maiores valores de coeficiente médio de trincas para esta combinação de

metal de base e de adição.


Ambiente 366

100 329,2

180 306

250 286

Em todos os corpos de prova não foram encontradas trincas na zona afetada

termicamente, sendo encontradas somente no metal de solda. Na maioria dos casos as trincas

iniciavam na raiz e iam até a superfície do metal de solda, aparecendo somente em alguns

casos duas trincas que aparentemente se encontravam no centro do metal de solda conforme

mostra a figura III.14.

Figura III.14 – Fotografia de um corpo de prova Tekken com o metal de base SAR 100 T

soldado com o eletrodo AWS E 12018 G.

A tabela III.5 mostra os percentuais microestruturais e seus respectivos intervalos de

confiança para cada temperatura de pré-aquecimento utilizada, percebe-se por esta tabela que

os valores de ferrita secundária foram pouco significativos devido aos seus baixos valores

percentuais e por isso não considerados importantes na formação das trincas a frio.

35

Tabela III.5 – Percentuais microestruturais e seus respectivos intervalos de confiança para cada temperatura de pré-aquecimento analisada

Temperatura de Pré-aquecimento

Ferrita Acicular Ferrita Primária Ferrita Secundária

Ambiente 96,3 ± 0,04 2,31 ± 0,03 1,39 ± 0,03

100 °C 90,65 ± 0,08 6,57 ± 0,07 2,78 ± 0,04

250 °C 90,3 ± 0,04 7,5 ± 0,05 2,2 ± 0,04

A tabela III.6 mostra o coeficiente médio de trincas (CMT) para todas as condições de

soldagem analisadas. Por esta tabela percebe-se que somente utilizando os parâmetros de

soldagem consegue-se a diminuição do coeficiente médio de trincas até conseguir-se juntas

isentas de trincas a frio.

Conforme a tabela III.6 os corpos de prova à temperatura ambiente não ressecados e os

a temperatura ambiente ressecados por 2 horas trincaram, demonstrando a necessidade da

utilização dos parâmetros de soldagem para a obtenção de uma junta soldada sem trincas.

36





CMT (mm/mm2)

Ambiente não ressecado trinca 0,18

100 °C não ressecado não trinca 0



Ambiente 2 h trinca 0,16




Ambiente 3 h não trinca 0




Ambiente 4 h não trinca 0


180 °C 4 h Não trinca 0

250 °C 4 h Não trinca 0

37

III.3– Resultados obtidos para o aço SAR 80T soldado com o eletrodo AWS E 12018 G

Os valores de energia de soldagem encontrados ficaram em torno de 1,7 ± 0,2 kJ/mm

conforme é demonstrado na tabela do anexo D. Esta tabela possui todos os valores de energia

de soldagem e coeficiente médio de trincas para cada corpo de prova analisado.

A figura III.15 mostra o gráfico que relaciona o coeficiente médio de trincas (CMT)

com o tempo de ressecagem do eletrodo variando-se as temperaturas de pré-aquecimento. O

gráfico indica uma redução no coeficiente médio de trincas quando não se pré-aquece o metal

de base, porém somente utilizando-se um pré-aquecimento igual ou superior a 100 °C

consegue-se corpos de prova isentos de trincas a frio. Percebe-se também para esta

combinação que o ressecamento do eletrodo sem a aplicação de pré-aquecimento mostrou-se

ineficaz, sendo observado trincas, mesmo com tempos de ressecamento do eletrodo de 4 horas

em soldagens sem pré-aquecimento.

00,020,040,060,08

0,10,120,140,160,18

0,2

Não Ressecado 2 horas 3 horas 4 horas

Ressecamento do Eletrodo (horas)

CM

T (m

m/m

m²)

Ambiente100 °C180 °C250 °C

Figura III.15 - Relação entre o Coeficiente Médio de Trincas (CMT) e o tempo de ressecagem

do eletrodo.


de solda para cada condição de ressecamento utilizado. Por este gráfico percebe-se a

importância da dureza para a formação de trincas a frio pois para durezas superiores a

237,4 Hv encontrou-se trincas no metal de solda independente das condições de ressecagem

do eletrodo.

38

0

0,05

0,1

0,15

0,2

150 170 190 210 230 250

Dureza (Hv)

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e tr

inca

s (m

m/m

m²) Não Ressecado




para cada condição de ressecamento utilizada.


pré-aquecimento utilizadas. Percebe-se para estes casos que valores de dureza são bem

inferiores aos do citados anteriormente, e sua redução com a aplicação de pré-aquecimentos é

muito mais significativa do que nos casos anteriores, justificando assim a maior dependência

do pré-aquecimento para se evitar as trincas para esta combinação de metal de base e de

adição.


Ambiente 237,4

100 225,6

180 195,6

250 183,7

A tabela III.8 mostra os percentuais de microestruturais e seus respectivos intervalos

de confiança para cada temperatura de pré-aquecimento analisada, observando os valores

percentuais percebe-se que os valores de ferrita acicular são superiores a 92 % este resultado

combinado com altos valores de dureza e altos teores de hidrogênio proporcionaram a

formação de trincas na junta soldada.




Ambiente 93,27 ± 0,06 5,67 ± 0,08 1,06 ± 0,07

39

100 °C 94,53 ± 0,04 4,27 ± 0,05 1,2 ± 0,03

250 °C 92,13 ± 0,03 6 ± 0,04 1,87 ± 0,05 A Tabela III.9 mostra o coeficiente médio de trincas (CMT) para todas as condições de

soldagem analisadas. Por esta tabela percebe-se que somente utilizando o pré-aquecimento

consegue-se juntas soldadas isentas de trincas a frio.

Conforme a tabela III.9 todos os corpos de prova a temperatura ambiente trincaram,

demonstrando a necessidade da utilização dos parâmetros de soldagem para a obtenção de

uma junta soldada sem trincas.





CMT (mm/mm2)

Ambiente não ressecado trinca 0,19




Ambiente 2 h trinca 0,17




Ambiente 3 h não trinca 0,14




Ambiente 4 h não trinca 0,13




40

III.4- Resultados obtidos para o aço SAR 100 T soldado com o eletrodo AWS E 11018 G

A tabela III.10 mostra os valores da energia de soldagem e da condição trinca/não

trinca no metal de solda (MS). Esta tabela demonstra que não se encontrou trincas em nenhum

dos corpos de prova, mostrando assim a boa soldabilidade do aço SAR 100 T quando soldado

com o eletrodo AWS E 11018 G.

Tabela III.10 - Valores da energia de soldagem e condição trinca/não trinca no metal de solda (MS) encontrados de cada corpo de prova soldado

Número Tempo de ressecagem

do eletrodo Temperatura de pré-aquecimento

Energia de Soldagem (kJ/mm)


1 não ressecado ambiente 1,47 não trinca



1 não ressecado 100 °C 1,49 não trinca









A figura III.17 mostra a fotografia de um corpo de prova SAR 100 T de 11 mm de

espessura soldado com o eletrodo AWS E 11018 G.

Figura III.17 - Fotografia de um corpo de prova Tekken com o metal de base SAR 100 T

soldado com o eletrodo AWS E 11018 G.

41

A tabela III.11 mostra os valores microestruturais e seus respectivos intervalos de

confiança para as temperaturas de pré-aquecimento analisadas, percebe-se por esta tabela que

os percentuais microestruturais não sofreram variações significativas demonstrando assim que

o pré-aquecimento influenciou de forma pouco significativa a microestrutura do metal de

solda.




Ambiente 87,15 ± 0,08 6,25 ± 0,06 6,6 ± 0,06

100 °C 87,5 ± 0,08 5,95 ± 0,06 6,55 ± 0,06

250 °C 87,67 ± 0,08 5,9 ± 0,05 6,42 ± 0,06

A tabela III.12 mostra os valores de dureza do metal de solda para todas as condições

de pré-aquecimento utilizadas, percebe-se que estes valores de dureza não variaram muito

com o pré-aquecimento ficando em torno de 330 Hv.


Ambiente 329,6

100 332,0

180 330,0

250 328,9

42

III.5- Comparação dos resultados das diferentes combinações de metal de base e de adição

A tabela III.13 mostra os procedimentos necessários para a obtenção de uma junta

isenta de trincas para as combinações de metal de base e metal de adição analisadas utilizando

o processo de soldagem ao arco elétrico com eletrodo revestido.

Tabela III.13 – Procedimentos necessários para a obtenção de uma junta soldada isenta de trincas para cada combinação de metal de base e de adição analisada

Combinação Soldabilidade Procedimento

Aço SAR 120 T com o eletrodo AWS E 12018 G Ruim

Pré-aquecer a chapa a temperatura de pelo menos 180 °C e ressecar o eletrodo a

temperatura de 240 °C por pelo menos 2 horas

Aço SAR 100 T com o eletrodo AWS E 12018 G Média

Pré-aquecer a chapa a temperatura de pelo menos 100 °C ou ressecar o eletrodo a

temperatura de 240 °C por pelo menos 3 horas

Aço SAR 80 T com o eletrodo AWS E 12018 G Média

Pré-aquecer a chapa a temperatura de pelo menos 100 °C

Aço SAR 100 T com o eletrodo AWS E 11018 G Boa

Não necessita de pré-aquecimento e ressecagem

A figura III.18 mostra a relação entre o percentual de ferrita acicular e o coeficiente

médio de trincas para todas as condições de pré-aquecimento analisadas e utilizando-se

eletrodos não ressecados. Percebe-se por este gráfico que somente ocorreram trincas na junta

soldada com percentuais de ferrita acicular acima de 93 %, este resultado condiz com os

resultados obtidos por Farrar [18] que diz que percentuais de ferrita acicular acima de 87 %

podem endurecer excessivamente a matriz ferrítica prejudicando a tenacidade do metal de

solda e facilitando a formação de trincas a frio no metal de solda.

00,020,040,060,08

0,10,120,140,160,18

0,2

86 88 90 92 94 96 98Ferrita Acicular (% )

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e Tr

inca

s

250 °C100 °CAm biente


43

Figura III.18 – Relação entre o percentual de ferrita acicular e o coeficiente médio de trincas para todas as condições de pré-aquecimento utilizando eletrodos não ressecados

A figura III.19 mostra a relação entre o percentual de ferrita acicular e a dureza no

metal de solda para cada condição de pré-aquecimento analisada e considerando a condição de

trinca – não trinca do metal de solda na qual se o símbolo estiver vazado houve ocorrência de

trincas para aquela condição de soldagem. Pode-se observar por este gráfico que a maior

região de ocorrência de trincas acontece principalmente para percentuais acima de 93 % de

ferrita acicular e par valores de dureza acima de 300 Hv, demonstrando assim a importância

destes dois fatores para a formação de trincas a frio, percebe-se também que a microestrutura

teve maior influência do que a dureza para a formação de trincas pois abaixo do percentual de

93 % não se encontrou trincas na junta soldada porém abaixo do valor de 300 Hv da dureza

ainda se encontrou trincas no metal de solda.

86889092949698

0 100 200 300 400 500Dureza (Hv)

Ferr

ita A

cicu

lar (

%)

Ambiente100 °C250 °C

Simbolos Cheios - não possuem trincasSimbolos Vazados - possuem trincas

Figura III.19 – Relação entre o percentual de ferrita acicular e a dureza do metal de solda para

todas as condições pré-aquecimento realizadas e utilizando-se eletrodos não ressecados

A figura III.20 mostra a relação entre o coeficiente médio de trincas e a dureza do

metal de solda para todas as condições de soldagem utilizadas sem a utilização de eletrodos

ressecados. Por este gráfico percebe-se a influência da dureza na susceptibilidade à trincas

pois a maioria dos corpos de prova trincaram a altos valores de dureza este resultado condiz

com o encontrado por Hart [26,27,31] que sugere que a altos teores de hidrogênio a dureza

controla a susceptibilidade a trincas a frio.

44

0

0,05

0,1

0,15

0,2

150 250 350

Dureza (Hv)

Coe

ficie

nte

Méd

io d

e Tr

inca

s (m

m/m

m²) SAR80 T

E12018GSAR100TE12018GSAR120TE12018GSAR100TE11018G


para todas as combinações utilizadas

A influência da temperatura de pré-aquecimento e do ressecamento do eletrodo na

dureza crítica pode ser avaliada na figura III.21. Percebe-se por esta figura que houve um

aumento da dureza crítica de 75 Hv com o pré-aquecimento de 100 °C demonstrando a

necessidade da aplicação de pré-aquecimentos para a obtenção de uma junta soldada isenta de

trincas.

0

100

200

300

400

0 1 2 3 4 5Tempo de Ressecamento (horas)

Dur

eza

Crít

ica

(Hv)

Ambiente100 °C

Figura III.21 – Relação entre o tempo de ressecamento e a dureza crítica para metais de solda

obtidos com e sem pré-aquecimento.

A tabela III.14 mostra os valores das composições químicas do metal de solda de cada

combinação utilizada e seus respectivos valores de carbono equivalente (o valor do carbono

equivalente é calculado pela formula 1, página 10). Percebe-se por esta tabela que o aço SAR

120 T soldado com o eletrodo AWS E 12018 G possui um valor de carbono equivalente

superior ao do aço SAR 100 T soldado com o eletrodo AWS E 11018 G. E como o maior

valor do carbono equivalente proporciona maiores limites de resistência, tornando os aços

mais susceptíveis à trincas a frio [23], explica-se assim a maior susceptibilidade a trincas do

aço SAR 120 T soldado com o eletrodo AWS E 12018 G e a menor susceptibilidade do aço

SAR 100 T soldado com eletrodo AWS E 11018 G possuir pouca susceptibilidade à trincas.

45

Também pela tabela III.14 percebe-se que o valor do carbono equivalente do metal de

solda do aço SAR 100 T soldado com eletrodo AWS E 12018 G é maior do que o do aço SAR

120 T soldado com o mesmo eletrodo, apesar desta ultima combinação possuir maior

susceptibilidade à trincas. Isto pode ser explicado devido ao fato das chapas de aço SAR 120

T possuírem 20 mm de espessura a mais que a o aço SAR 100 T e proporcionando, assim

maiores taxas de resfriamento e consequentemente gerando microestruturas mais susceptíveis

a trincas e com maiores percentuais de hidrogênio na junta soldada [44].

Tabela III.14 – Valores da composição química e carbono equivalente de todas as combinações dos aços no metal de solda

Elemento SAR 100 T

AWS E 12018 G SAR 120 T

AWS E 12018 G SAR 80 T

AWS E 12018 G SAR 100 T

AWS E 11018 G

C 0,099 0,094 0,087 0,083

S 0,015 0,019 0,028 0,028

Mn 1,552 1,585 1,557 1,446

Si 0,275 0,440 0,272 0,291

P 0,054 0,041 0,068 0,051

Cr 0,542 0,587 0,529 0,424

Cu 0,101 0,025 0,083 0,082

Mo 0,368 0,304 0,376 0,412

V 0,140 0,020 0,117 0,137

Ni 1,642 1,716 1,355 1,564

Nb 0,003 0,003 < 0,003 0,006

B < 0,002 < 0,002 < 0,002 < 0,002

Carbono Equivalente 0,684 0,657 0,647 0,628

O efeito do CE sobre a microestrutura do metal de solda pode ser observado através da

figura III.22, que relaciona o percentual de ferrita acicular para as diferentes temperaturas de

pré-aquecimento nos metais de solda com diferentes valores de carbono equivalente. Percebe-

se o aumento do percentual de ferrita acicular com o aumento do carbono equivalente e a

redução da ferrita acicular com o aumento da temperatura de pré-aquecimento. A ferrita

acicular apesar de ser considerada uma microestrutura de elevada tenacidade, quando se

encontra em percentuais muito elevados (superiores a 87 %) pode endurecer excessivamente a

matriz ferrítica aumentando a susceptibilidade às trincas a frio [18].

46

7580859095

100

0,62 0,64 0,66 0,68 0,7Carbono Equivalente

Ferri

ta A

cicu

lar (

%)

Ambiente100 °C250 °C

Figura III.22 – Relação entre o percentual de ferrita acicular e o carbono equivalente para

diferentes temperaturas de pré-aquecimento

A figura III.23 mostra a relação entre o coeficiente médio de trincas e o carbono

equivalente para cada temperatura de pré-aquecimento utilizando-se eletrodos não ressecados.

Percebe-se por esta figura que existe um aumento do coeficiente médio de trincas com o

aumento do carbono equivalente para soldagens sem pré-aquecimento, este resultado condiz

com a literatura especializada [23]. Porém utilizando-se pré-aquecimentos este resultado não é

percebido, pois para todos os pré-aquecimentos não se encontrou trincas no metal de solda

exceto para a combinação do aço SAR 120 T com o eletrodo AWS E 12018 G (CE igual a

0,657), que é explicado devido a maior espessura do metal de base, conforme já explicado

anteriormente.

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,62 0,64 0,66 0,68 0,7

Carbono Equivalente

CM

T (m

m/m

m²)


Figura III.23 – Relação entre o Coeficiente Médio de Trincas e o Carbono Equivalente para

todas as temperaturas de pré-aquecimento realizadas sem o ressecamento do eletrodo

47

A influência do percentual de cromo e do pré-aquecimento para a formação de trincas

a frio utilizando-se eletrodos não ressecados pode ser avaliada pela figura III.24. Percebe-se

por esta figura que as trinca a frio só ocorreram nos metais de solda com teores de cromo

superiores a 0,5 % demonstrando assim que altos teores deste elemento pode aumentar a

susceptibilidade à trincas no metal de solda. Isto pode ser explicado devido ao fato do cromo

ser um elemento que quando apresenta-se a altos teores pode aumentar excessivamente a

dureza do metal de solda, proporcionando maiores riscos de trincas a frio em juntas soldadas

com elevados percentuais de hidrogênio [20,27].

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Teor de Cromo

CM

T (m

m/m

m²)



Figura III.24 – Relação entre o teor de cromo e o coeficiente médio de trincas para cada

condição de pré-aquecimento realizada e utilizando-se eletrodos não ressecados.

A figura III.25 mostra a influência do vanádio na formação de trincas a frio para todas

as condições de pré-aquecimento utilizando-se eletrodos não ressecados. Percebe-se por esta

figura que apesar do pequeno aumento do coeficiente médio de trincas com o aumento do

percentual de vanádio para soldagens sem pré-aquecimento, verifica-se que para percentuais

de vanádio inferiores a 0,05 % ocorre a presença de trincas para todas as condições de pré-

aquecimento, e inclusive utilizando-se pré-aquecimentos de 250 °C, demonstrando assim que

o aumento deste elemento nos percentuais utilizados não contribui para o aumento dos valores

do coeficiente médio de trincas.

48

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0 0,05 0,1 0,15

Teor de Vanádio

CM

T (m

m/m

m²)


Figura III.25 – Relação entre o teor de vanádio e o coeficiente médio de trincas para cada

condição de pré-aquecimento realizada, utilizando-se eletrodos não ressecados.

A figura III.26 mostra a influência do percentual de manganês para cada condição de

pré-aquecimento realizada utilizando-se eletrodos não ressecados. Percebe-se pela figura que

só se encontrou trincas no metal de solda para teores de manganês superiores a 1,55 %

demonstrando assim que este elemento aumenta a susceptibilidade do metal de solda às

trincas a frio quando ele se apresenta a altos percentuais e se associa com altos teores de

hidrogênio [31].

0

0,05

0,1

0,15

0,2

1,4 1,45 1,5 1,55 1,6

Teor de Manganês

CM

T (m

m/m

m²)



Figura III.26 – Relação entre o teor de manganês e o coeficiente médio de trincas para cada

condição de pré-aquecimento realizada, utilizando-se eletrodos não ressecados.

As figuras III.27 e III.28 mostram a microestrutura do metal de solda obtida com o pré-

aquecimento de 100 e 250 °C, respectivamente. Na qual pode-se observar os altos percentuais

de ferrita acicular.

49

Figura III.27 – Microestrutura do metal de solda, obtido com pré-aquecimento de 100 °C,

mostrando a presença de ferrita acicular (aumento de 500 x).

Figura III.28 – Microestrutura do metal de solda, obtido com pré-aquecimento de 250 °C,

mostrando a presença de ferrita acicular (aumento de 500 x).

50

CONCLUSÕES

Este trabalho de conclusão de curso foi importante para o conhecimento da teoria da

soldabilidade de aços de alta resistência e o aprendizado de técnicas de controle de parâmetros

de soldagem e de metalografia que são de grande importância para um engenheiro mecânico

que trabalha no ramo ou não. Além disso este trabalho proporcionou conclusões importantes

no que diz respeito ao problema de trincas em juntas soldadas, quais sejam.

- A significativa redução no Coeficiente Médio de Trincas, com o aumento da temperatura de

pré-aquecimento e com o tempo de ressecagem do eletrodo nos metais de solda obtidos nos

aços SAR 120 T soldado com o eletrodo AWS E 12018 G, demonstram a importância da

aplicação destes procedimentos de soldagem para evitar a presença de trincas a frio para esta

combinação de metal de base e de adição.

- A isenção total de trincas ao se utilizar pré-aquecimento superiores a 180 ºC e com eletrodos

submetidos a 2 horas de ressecamento nas condições preestabelecidas, revelam a necessidade

desta condição específica para evitar presença de trincas em juntas soldadas do aço SAR 120T

utilizando-se como consumível o eletrodo AWS E 12018 G.

- A isenção total de trincas ao se utilizar o eletrodo ressecado por três horas sem o pré-

aquecimento da chapa ou com o pré-aquecimento de 100 °C sem o ressecamento do eletrodo

demonstra a necessidade da aplicação de um destes dois parâmetros de soldagem para a

obtenção de uma junta isenta de trincas em juntas soldadas do aço SAR 100 T utilizando-se

como consumível o eletrodo AWS E 12018 G.

- Torna-se desnecessário a aplicação de uma temperatura de pré-aquecimento superior a

100 °C para a manutenção de uma junta soldada sem trincas, na soldagem do aço SAR 100 T

com o eletrodo AWS E 12018 G.

- A aplicação de ressecamento no eletrodo, para chapas de aço SAR 80 T soldada com o

eletrodo AWS E 12018 G, mostrou-se ineficaz sem a aplicação de temperaturas de pré-

aquecimento.

- A isenção total de trincas ao se utilizar pré-aquecimentos superiores a 100 °C demonstra a

necessidade deste parâmetro de soldagem para a obtenção de uma junta soldada isenta de

trincas a frio, para o aço SAR 80 T soldado com o eletrodo AWS E 12018 G.

51

- A ausência de trincas para o aço SAR 100 T soldado com o eletrodo AWS E 11018 G, para

todas as condições de soldagem demonstra a importância da utilização de eletrodos com

menores limites de resistências e com baixos valores de carbono equivalente para se evitar a

presença de trincas a frio em juntas soldadas.

- A maior quantidade de trincas a frio encontradas com o aumento da ferrita acicular

demonstra que este microconstituinte a percentuais muito elevados (neste caso acima de 93

%) pode aumentar a formação de trincas a frio na junta soldada.

- A maior quantidade de trincas a frio encontradas com o aumento da dureza para todos os

metais de solda demonstra a importância desta propriedade na susceptibilidade às trincas a

frio.

- O aumento do coeficiente médio de trincas com o aumento do carbono equivalente,

principalmente quando se utilizou eletrodos não ressecados e chapas sem pré-aquecimento,

demonstra a importância da associação de baixos teores de hidrogênio, baixos valores de

carbono equivalente e a utilização de temperaturas de pré-aquecimentos na prevenção de

trincas a frio induzidas pelo hidrogênio.

- O aumento do coeficiente médio de trincas com o aumento nos percentuais de cromo,

manganês, acima de 0,5 e 1,55 %, respectivamente com eletrodos não ressecados, demonstra a

necessidade da utilização de ressecamento dos eletrodos quando estes elementos se encontram

a altos teores nos metais de solda.

52

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

[1] – Wainer, E.; Brandi, Sérgio D.; Mello, Fábio D. Homem de – Soldagem Processos e

Metalurgia, Ed. Edgard Blücher LTDA, 1992.

[2] – Cunha, Lelis José G. da – Solda Como Quando e Por quê, 2a ed., Ed. D. C. Luzzatto

LTDA, 1989.

[3] – Alcântara, N. G. de – Tecnologia da Soldagem, São Carlos – SP, 1991.

[4] – Chiaverini, Vicente – Tecnologia Mecânica, 2a ed., volume II, Ed. Mc Graw Hill, 1986.

[5] - Alcântara, N. G. de - Trincas a Frio Causadas pelo Hidrogênio - Problemas e Soluções.

In.: Simpósio de Tecnologia de Soldagem da Região Sul, 1 Porto Alegre - RS, 22-26

set., p. 31-50, Anais, 1986.

[6] - Alcântara, N. G. de - Weld Metal Hydrogen Cold Cracking. Cranfield, Inglaterra, 322p.

(Tese), 1982.

[7] - Yurioka, N and Suzuki, H. - Hydrogen Assisted Cracking in C-Mn and Low Alloy Steel

Weldments. International Materials Reviews, 35 (4): 217-49, 1990.

[8] - Alcântara, N. G. and Rogerson, J. H. - A Prediction Diagram for Preventing Hydrogen-

Assisted Cracking in Weld Metal. Welding Journal, 63(4) : 116s-122s, Apr. 1984.

[9] - Wainer, E.; Brandi, Sérgio D.; Mello, Fábio D. Homem de - Soldagem Processos e

Metalurgia, Editora Edgar Blücher Ltda., 1992.

[10] - Silva, Manoel Lima da - “Controle da Umidade em Eletrodos e sua Influência nas

Trincas a Frio no Metal de Solda”, UFPB (Dissertação de Mestrado), 1989.

[11] - Lancaster, J. F. - Metallurgy of Welding. 3 ed. London, George Allen and Unwin Ltd.,

254 p, 1980.

[12] - Coe, F. R. - Welding Steel Without Hydrogen Cracking. The Welding Institute,

Abington, Inglaterra, 137 p, 1975.

53

[13] - Easterling, K. E. - Introduction to the Physical Metallurgy of Welding. London,

Butterworths & Co. Ltd., 232 p., 1983.

[14] - Oriane, R. A. - A Mechanistic Theory of Hydrogen Embrittlement of Steel. Ber.

Bunsenqes, 76(8) : 848-857, 1970.

[15] - Beachem, C. D. - A New Model for Hydrogen Assisted Cracking Hydrogen

Embrittlement. Metallurgical Transactions 3, 437-451, 1972.

[16] - Savage, W. F., Nippes, E. F. and Tokunaga, Y. - Hydrogen Induced Cracking in HY-

130 Steel Weldement. Welding Journal, 57 (4) : 118s-126s, 1978.

[17] - Grover, A. G. et all, The Influence of Cooling Rate and Composition on Weld

Microstructure in a C-Mn and HSLA Steel. Welding Journal, 56 (9): 2675-2735,

1977.

[18] – Farrar, R. A., Harrinson, P. L., Acicular Ferrite in Carbon-Manganese Weld Metals, in

Overview. Journal of Materials Science 22, 3812-3820, 1987.

[19] – Guide to the Welding and Weldability of C-Mn Steels and C-Mn Micro-alloyed Steels,

IIW Doc., No. 382-71, 1971.

[20] – Wang, Daming – Hydrogen Cracking in Multi-Pass Steel Weld Metals, Cranfield

Institute of Technology, (Ph.D. Thesis), June 1990.

[21] – BS5135:1984, Process of Arc Welding of Carbon and Carbon-Manganese Steels.

British Standards Institute, 1984.

[22] – Ito, Y. and Bessyo, K. – A Prediction of Welding Procedure to Avoid Heat Affected

Zone Cracking, IIW Doc. No. IX-631-69, 1969.

[23] - Maciel, Theóphilo Moura - “Ciclos Térmicos em Metais de Solda de Aços de Alta

Resistência”, UFSCar (Tese de Doutorado), 1994.

[24] – Fikkers, A. T. and Muller, T. – Hydrogen Induced Cracking in Weld Metal, Welding in

the World, 14(11/12), pp. 145-151, 1976.

54

[25] – Boniszewski, T. and Watkinson, F. – Effect of Weld Microstructure on Hydrogen

Induced Cracking in Transformable Steels. Metals and Materials. Part 1: 7 (2), pp.

90-96, Part 2: 7(3), pp. 145-151, 1973.

[26] – Hart, P. H. M. and Watkinson, E. – Weld Metal Implant Test Ranks Cr-Mo Hydrogen

Cracking Resistance, Welding Journal, 54(9), pp. 288s-295s, 1975.

[27] – Hart, P. H. M. – Resistance to Hydrogen Cracking in Steel Weld Metals. Welding

Journal, 24(9/10), pp. 190-198, 1986.

[28] – Graville B. A. – Survey Review of Weld Metal Hydrogen Cracking, Welding in the

World, 24(9/10), pp. 190-198, 1986.

[29] – Savage, W. F., Nippes, E. F. and Husa, E. I. – Hydrogen-Assisted Cracking in HY-130

Weldments. Welding Journal, 61(8), pp. 233s-242s, 1982.

[30] – Hart P. H. M. – Welding Inst. Hydrogen Cracking in Weld Metals – The Effect of

Manganese. Res. Bull., 21(11), pp. 327-333, 1980.

[31] – Hart P. H. M. – Hydrogen Cracking in Ferritic Steel Weld Metals, Proc. Inter. Conf. on

Hydrogen and Material, Paris, pp. 1013-1018, 1982.

[32] – Matsuda, F., Nakagawa, H. and Shirozaki, K. – Evaluation of the Cold Cracking

Susceptibility of Weld Metal in High Strength Steels Using the Longitudinal Bead

TRC Test, Welding International, (3), pp. 229-133, 1988.

[33] – Lazor, R. B. and Graville, B. A. – Canadian Welder and Fabricator, 74(7), pp. 21-23,

1983.

[34] – Howden, D. G. and Park, S. M. – Hydrogen Cracking and Related Effects in Low-

Carbon Structural Steels. Research Report. Edison Welding Inst. MR8818, 1988.

[35] – Watkinson, F. – Hydrogen Cracking in High Strength Weld Metals. Welding Journal,

48(9), pp. 417s-423s, 1969.

[36] – Yang, J. R. and Bhadeshia, H. K. D. H. – Thermodynamics of the Acicular Ferrite

Transformation in Alloy-Steel Weld Deposits, Proc. Conf. “Advances in Welding

Science and Technology”, ASM. David, S. A. (ed.), pp. 187-191, 1986.

55

[37] - Espinosa, José Waldo Martínez - “Estudo Quantitativo da Rigorosidade do Ensaio de

Restrição Controlada na Soldagem de Aços de Alta Resistência”, UFSCar

(Dissertação de Mestrado), 1992.

[38] - Natal, Y. D. - Soldabilidade de Aços de Alta Resistência e Baixa Liga. Associação

Brasileira de Soldagem, 70p, ago. 1986.

[39] - Martins, Sebastião Heber - “Estudo das Trincas Induzidas pelo Hidrogênio Através do

Ensaio de restrição controlada”, UFSCar (Dissertação de Mestrado), 1990.

[40] - Subbarão, E. C., Chakravarty, D., Merriam, M. F., Raghavan, V., Singhal, L. K.,

“Experiências de Ciências dos Materiais”, Edgard Bhucher, Editora da Universidade

de São Paulo - São Paulo, 1963.

[41] - Alcântara, N. G. and Rogerson, J. H., “A Prediction Diagram For Preventing Hydrogen-

Assisted Cracking in Weld Metal”, Welding Journal, U.S.A., 63(3), 116s - 122s,

April 1984.

[42] – Abson, D. J., Dolby, R. E., “Microstructural Transformations In Steel Weld Metal a

Reappraisal”, The Welding Institute Research Bulletin, 19(7), pp. 202-207, 1978.

[43] – Gladman, T., Woodhead, J. H., “The Accuracy of Point Counting in Metallografic

Investigations”, Journal of the Iron and Steel Institute, 194(2), pp. 189-193, 1960.

[44] – Rebello, João Marcos Alcoforado – “Soldagem II”, Instituto Brasileiro da Qualidade

Nuclear, Rio de Janeiro, 1984.

56

ANEXO A

Tabela das composições químicas dos aços SAR 100 T e SAR 120 T e dos eletrodos AWS E 11018 G e AWS E 12018 G (em porcentagem) e tabela do

limite de resistência e do carbono equivalente dos mesmos

57

Composições químicas dos aços SAR 80T, SAR 100 T e SAR 120 T e dos eletrodos AWS E 11018 G e AWS E 12018 G (em porcentagem)

Elemento

Aço SAR 80 T

Aço SAR 100 T

Aço SAR 120 T

Eletrodo AWS E 11018 G

Eletrodo AWS E 12018 G

C 0,11 0,16 0,16 0,06 0,079

S 0,09 0,04 0,07 0,024 0,0065

Mn 0,98 0,93 0,84 1,6 1,76

Si 0,25 0,26 1,12 0,3 0,28

P 0,21 0,16 0,14 0,018 0,018

Cr 0,61 0,67 0,96 0,35 0,50

Cu 0,24 0,32 0,01 0,011 0,028

Mo 0,48 0,45 0,15 0,4 0,34

V 0,42 0,53 0,06 0,02 0,010

Ni 0,03 1,11 1,27 1,7 1,82

Nb 0,002 0,002 < 0,002

B 0,15 0,0007 0,12 < 0,0002 0,0007

Limite de resistência dos aços SAR 100 T e SAR 120 T e dos eletrodos AWS E 11018 G e AWS E 12018 G

Metal Limite de Resistência (MPa) Carbono Equivalente

Eletrodo AWS E 12018 G 1053 0,666

Eletrodo AWS E 11018 G 780 0,44

Aço SAR 120 T 1332 0,717

Aço SAR 100 T 1005 0,653

Aço SAR 80 T 887 0,593

58

ANEXO B

Valores da CMT (mm/mm2) e da energia de soldagem encontrados em cada corpo de prova soldado para o aço SAR 120 T soldado com o eletrodo AWS E

12018 G

59

Valores da CMT (mm/mm2) e da energia de soldagem encontrados de cada corpo de prova soldado

Condições de Soldagem Trincas no metal de solda

Número Tempo de

ressecagem do eletrodo

Temperatura de pré-

aquecimento

Tipo de Chanfro

Energia de Soldagem (kJ/mm)1

Condição trinca/Não

trinca

CMT (mm/mm2)

1 não ressecado ambiente y oblíquo 2,16 trinca 0,14



1 não ressecado 100 °C y oblíquo 2,07 trinca 0,12



1 não ressecado 100 °C y reto 1,89 trinca 0,14









1 2 h ambiente y reto 2,00 trinca 0,14



1 2 h 100 °C y reto 1,99 trinca 0,13

2 2 h 100 °C y reto 2,02 trinca 0,13

3 2 h 100 °C y reto 2,15 trinca 0,13

1 2 h 180 °C y reto 2,20 não trinca 0





1 A eficiência de transferência de calor do arco vale 0,8 para todos os corpos de prova

60

Valores da CMT (mm/mm2) e da energia de soldagem encontrados de cada corpo de prova soldado (continuação)


Número Tempo de



aquecimento

Tipo de Chanfro

Energia de Soldagem (kJ/mm) 2


trinca

CMT (mm/mm2)





1 3 h 100 °C y reto 2,05 trinca 0,13

2 3 h 100 °C y reto 1,82 trinca 0,12

3 3 h 100 °C y reto 1,92 trinca 0,12







1 4 h ambiente Y oblíquo 1,84 trinca 0,14



1 4 h 100 °C Y oblíquo 2,16 trinca 0,12



1 4 h 100 °C y reto 2,16 trinca 0,12

2 4 h 100 °C y reto 2,04 trinca 0,12

3 4 h 100 °C y reto 2,04 trinca 0,12








61

ANEXO C


12018 G

62



Número Tempo de



aquecimento

Tipo de Chanfro



trinca

CMT (mm/mm2)

1 não ressecado ambiente y reto 1,65 trinca 0,20



1 não ressecado 100 °C y reto 1,91 não trinca 0






















63



Número Tempo de



aquecimento

Tipo de Chanfro



trinca

CMT (mm/mm2)

1 3 h ambiente y reto 1,79 não trinca 0

























64

ANEXO D


12018 G

65



Número Tempo de



aquecimento

Tipo de Chanfro



trinca

CMT (mm/mm2)


























66



Número Tempo de



aquecimento

Tipo de Chanfro



trinca

CMT (mm/mm2)


























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