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Abm 2000 hc9494_villar Abm 2000 hc9494_villar Document Transcript

  • MICROESTRUTURA DO METAL DE SOLDA DO AÇO ASTM-A36 OBTIDA POR SOLDAGEM AO ARCO SUBMERSOOtavio Villar da Silva Neto1Ruis Camargo Tokimatsu2Vicente Afonso Ventrella31,2,3 Universidade Estadual Paulista/Unesp, Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira,Departamento de Engenharia Mecânica, Área de Materiais e Processos de Fabricação.Avenida Brasil, 56, Cx.P.31, CEP-15.385-000, Ilha Solteira, SP, Brasil.✈ (018)763-8138 Fax: (018)762-2992. E-mail: villar@dem.feis.unesp.brResumoO efeito do insumo de calor utilizado em soldagem sobre a microestrutura do metal de solda éde grande importância do ponto de vista metalúrgico. Em alguns processos de soldagem,especialmente no arco submerso, é empregada uma alta taxa de energia, influenciandodrasticamente na microestrutura resultante do metal de solda. No presente trabalho avaliou-sea microestrutura do metal de solda do aço ASTM-A36 obtido por soldagem a arco submersocom passe único de um perfil “T”, variando-se o insumo de calor entre 1,27kJ/mm e1,73kJ/mm, estabelecendo uma relação entre energia de soldagem e microestrutura para estascondições. As microestruturas resultantes foram caracterizadas por microscopia óptica. Paraverificar variações nas propriedades as amostras foram submetidas ao ensaio de microdureza.Os resultados revelaram que a variação do insumo de calor resultou em uma alteração dosconstituintes microestruturais do metal de solda, principalmente a ferrita acicular.Palavras-chave: Arco submerso, Ferrita acicular, Insumo de calor, Metal de solda ferrítico,Soldagem.1. INTRODUÇÃO As propriedades mecânicas apresentadas por uma junta soldada são tão importantesquanto sua soldabilidade, portanto é de grande relevância dominar estas característicasinerentes ao aço estrutural utilizado na confecção de estruturas metálicas. Por estar ligadadiretamente ao comportamento mecânico de um componente, a microestrutura do materialtorna-se primordial para obtenção de estruturas confiáveis do ponto de vista estrutural. Um fator que influência diretamente na microestrutura do metal de solda é o insumo decalor, ou aporte térmico, utilizado durante a soldagem. Em alguns processos, em especial oarco submerso, é empregada uma alta taxa de energia, exercendo uma forte influência sobre amicroestrutura resultante do metal de solda. Este trabalho tem a pretensão de evidenciar ainfluência do aporte térmico sobre a microestrutura do metal de solda ferrítico.
  • Por possibilitar a utilização de elevadas correntes e tensões associadas ao altorendimento, η = 0,9 , apresentado pela soldagem a arco submerso, as soldas realizadas poreste processo podem ser executadas com elevados insumos de calor. Porém, existe um fatorque reduz a taxa de energia utilizada no arco submerso automatizado; são as altas velocidadesde soldagem, estes efeitos podem ser visualizados na equação 1. VI E = η 60 (1) v Uma maior resistência e tenacidade são alcançadas quando o metal de solda apresentauma microestrutura predominante de ferrita acicular (AF), [Ferrante, 1989]. Os aportes térmicos empregados durante a soldagem dos corpos de prova utilizados nestetrabalho variam de 1,27 kJ/mm a 1,73 kJ/mm, variação esta que proporciona aos corpossoldados diferentes taxas de resfriamento, originando, dessa forma, diferentes microestruturasdo metal resultante da poça de fusão, como será visto mais afrente. O valores de insumo decalor utilizados nesse trabalho foram muito próximos, este pequeno intervalo foi respeitadopor tratar de um caso real, as juntas soldadas foram produzidas em condições fabris.1.1. Microestrutura do Metal de Solda O metal de adição não necessita ter exatamente a mesma composição química que ometal de base, isto porque é mais importante que o metal de solda seja mais resistênte e tenhamelhores propriedades que o metal de base. Estas propriedades são governadas pelamicroestrutura, por isso torna-se tão importante o conhecimento sobre a influência dediferentes fatores na transformação de fases no metal de solda, [Vishnu, 1995]. A transformação da austenita depende de alguns fatores principais, tais como da taxa deresfriamento, dos elementos de liga e das impurezas. Devido às altas taxas de resfriamentoenvolvidas em soldagem, as transformações de fase no estado sólido em metais de solda nãoocorrem em condições de equilíbrio. Os vários microconstituintes resultantes no metal desolda são conseqüência da taxa de nucleação, da taxa de crescimento de fases, da densidade edispersão de pontos de nucleação, dentre outros fatos. Portanto, o tipo, o tamanho e númerode inclusões não metálicas influenciam na taxa de nucleação, tendo uma contribuição diretana estrutura final do metal fundido, [Ortega,1999]. A microestrutura dos aços ferríticos muda de acordo com a velocidade de resfriamentoapós austenitizados, logo, suas propriedades podem ser alteradas por meios de variaçõesbruscas de temperatura. O diagrama de transformação com resfriamento contínuo, diagramasCCT, mostra a mudança da microestrutura ocorrida no aço durante seu resfriamento,conforme pode-se observar na figura 1.
  • Figura 1- Diagrama esquemático CCT. No metal de solda ferrítico ocorrem transformações que são melhor entendidasconsiderando inicialmente que a ferrita é nucleada heterogeneamente, assim pode-seconsiderar somente o comportamento da nucleação competitiva nos contornos de grão e nasinclusões. Esse comportamento da transformação de fases dos aços baixo carbono pode serexplicado por alguns fatos significantes. Primeiro, um tempo considerável transcorre duranteo início da transformação na temperatura de transformação perlítica, por volta de 704 a 593o C. Este tempo transcorrido assegura que a alta temperatura a transformação não deveráocorrer a menos que a velocidade de resfriamento seja muito lenta, produzindo assim umaestrutura indesejável [Welding Handbook, 1972]. Um período de tempo transcorrido antes doinício de transformação em ferrita, permite o resfriamento brusco de chapas espessas e finassem que ocorra a transformação em ferrita neste intervalo. Este resfriamento brusco deve serevitado com a finalidade de que não seja transformada em martensita ou mesmo ferrita desegunda fase alinhada à medida que o resfriamento prossiga até a temperatura ambiente. Com o aumento da velocidade de resfriamento, desde a zona austenítica, ocorremvariações na estrutura do material, podendo resultar em diferentes microconstituintes. Asmicroestruturas típicas esperadas para aços de baixo carbono são compostas de: (1) ferrita eperlita; (2) bainita grossa; (3) bainita fina e (4) martensita pura, [Okumura, 1982]. Um metal de solda com elevada tenacidade confere maior confiabilidade à junta soldada,esta propriedade é magnificada à medida que se tem um aumento de AF em suamicroestrutura, [Ortega, 1999]. A AF pode ser definida como pequenos grãos de ferrita nãoalinhados encontrados no interior dos grãos de austenita pré-existente, [Dolby, 1986] e [Alé,1993]. Uma região de AF normalmente tem a morfologia de uma estrutura de Widmanstätten,forma emaranhada e com grãos se entrecrusando, mas também pode incluir ripas isoladas dealta razão de aspecto [Dolby, 1986]. A elevada tenacidade apresentada pela AF provem doseu tamanho de grão, de 1 a 3 micra, conciliado à orientação aleatória de seus grãos. Elevados teores de AF em metais de solda, são provenientes de grãos austeníticosgrosseiros e um grande número de inclusões maiores que 0,2 µm, [Ortega, 1999]. A formaçãoda AF ocorre durante o resfriamento em temperaturas intermediárias, entre 650 e 500 oC, suaforma é resultado de ripas de ferrita que crescem em diferentes direções em relação ainclusões e ripas já nucleadas, [Vishnu, 1995]. Este microconstituinte apresenta umaproporção de largura/comprimento, fator de forma, entre 1:2 e 1:5. Sua nucleação ocorregeralmente de forma intragranular e na interface de micro-inclusões de escória, [Brandi,1997]. View slide
  • 1.2. Aporte Térmico A região de solda é composta por três zonas distintas: zona de fusão, zona afetadatermicamente (ZAT) e metal de base. Neste trabalho, a região de interesse é aquela onderealmente ocorre a fusão e subsequente solidificação do metal de solda, ou seja, a zona defusão. O contorno que separa a zona de fusão da ZAT é denominado linha de fusão ou linhade transição. Nesta linha, os grãos grosseiros são parcialmente fundidos pelo calor gerado noarco elétrico e, durante a solidificação, os grãos do metal depositado também crescemsegundo a mesma orientação cristalográfica, [Okumura, 1982]. O fluxo de calor durante a soldagem é afetado pela eficiência do processo e peladistribuição de densidade de energia da fonte de calor. Como no processo de soldagem a arcosubmerso trabalha-se com altas densidade de corrente e força da fonte de calor, estesparâmetros podem influenciar na convecção na poça de fusão, [Kou, 1987]. A resistência e tenacidade de soldas em aços temperados é muito influenciada pelo aportetérmico imposto à junta durante a soldagem. Para se obter adequadas resistência e tenacidadena ZAT das soldas nestes aços, depende de uma rápida dissipação de calor de soldagem. Ocalor é dissipado mais rapidamente em seções mais espessas que em seções mais finas e destaforma, pode-se utilizar altos aportes térmicos na soldagem de chapas espessas, [WeldingHandbook, 1972]. Existem dois conceitos de grande interesse quando o assunto abordado é o ciclo térmicode soldagem, trata-se de chapas finas e chapas grossas. Pois devido ao aquecimento localizadoque ocorre durante a soldagem, as chapas grossas resfriam com uma velocidade maior que aschapas finas, influenciando nas transformações de fase ocorridas na zona de fusão e na ZAT,[Brandi, 1997]. As chapas finas são aquelas onde escoamento de calor é bidimensional, ouseja, as isotermas ao longo da espessura da chapa são linhas retas paralelas e perpendicularesà superfície da chapa. Já as chapas grossas apresentam isotermas tridimensionais; em formade círculos concêntricos originados a partir da fonte de calor. Este conceitos mostram quequanto maior forem as possibilidades do calor difundir-se, maior será a velocidade deresfriamento da chapa. View slide
  • 2. MATERIAIS E MÉTODOS2.1. Materiais Abaixo encontram-se relacionados os materiais utilizados neste trabalho:♦ Metal de base: aço ASTM-A36, em forma de chapas laminadas de 1” e de ½”, as respectivas composições químicas são mostradas na tabela 1;♦ Metal de adição: arame cobreado AWS A5.17/89-A5.23/90-EL12 de 2,38 mm de diâmetro, sua composição química encontra-se na tabela 2;♦ Fluxo: F7AO EL12, F7AO EM12K, AWS A%.17-8. Tabela 1 – Composição química do aço ASTM-A36, utilizado como metal de base.Chapa Composição Química % C Si Mn P S Al Cu Nb V Ti Cr Ni Mo B 1” 0,13 0,20 0,94 0,023 0,012 0,03 0,01 0,001 0,003 0,002 0,02 0,02 0,01 - ½” 0,15 0,23 0,82 0,017 0,009 0,042 - - 0,003 0,003 0,01 0,02 - 2ppm Tabela 2- Composição química do metal de adição. Composição Química % C Si Mn P S Al Cu Cr Ni Mo 0,039 0,15 0,479 0,010 0,007 0,003 0,024 0,021 0,016 0,0042.2. MétodosSoldagem Foi utilizado o processo de soldagem arco submerso para realização das soldas nas juntasde ângulo, na posição plana – utilizando os parâmetros apresentados na tabela 3. As chapas aserem soldadas foram preparadas com uma limpeza adequada nas regiões da união, sem aprévia realização de chanfros. Os diferentes valores de insumo de calor utilizados durante asoldagem, foram originados a partir de diferentes correntes: 700A, 850A e 950A. Tabela 3- Parâmetros utilizados para confecção dos corpos de prova. Parâmetros Fixos Eletrodo Belgo Mineira EL12 (2,38mm) Tensão 27V Polaridade reversa Ângulo de trabalho 45º Arco gêmeo Twin-Arc Ângulo de deslocamento 90o Fluxo ESAB classificação F7AO Altura do eletrodo (Stckout) 25mm Velocidade de soldagem 800m/min
  • Ensaios Para realização dos ensaios propostos foram soldados corpos de prova (cdp), em forma dejunta em ângulo, “T”. Foram utilizadas chapas de 1” e ½” de espessuras, para aba e para almarespectivamente, apresentando as seguintes medidas: 8-½” x 17”. As juntas soldadas foramesmerilhadas na região a receber a poça de solda, sem que tenha sido realizado pré-aquecimento das chapas. Figura 2 – Corpo de prova preparado para ensaio metalográfico. As medidas de dureza das amostras foram obtidas a partir do ensaio MicrodurezaVickers, com carga de 65gf, realizado em bancada metalográfica Neophot 21. Para caracterizar a microestrutura do metal de solda foi utilizado microscópio óticoNeophot 21. A identificação dos microconstituintes foi realizada segundo as definições doInternational Institute of Welding (IIW), [Dolby, 1986] e [Alé, 1993] . Fez-se uso do métododos nós para quantificar a AF no metal de solda.3. RESULTADOS E DISCUSSÃO Existem divergências em relação ao teor máximo de ferrita acicular que garanta uma altatenacidade à junta soldada, segundo [Svensson, 1990] uma microestrutura com mais de 70%de AF pode comprometer a tenacidade do metal de solda, enquanto [Farrar,1987] assume quesomente valores acima de 85% de AF podem comprometer a tenacidade do metal de solda. Utilizando um insumo de calor de 1.27 kJ/mm, obteve-se uma microestrutura maisdiversificada; com presença de ferrita de contorno de grão PF(G), ferrita poligonalintragranular PF(I), ferrita de segunda fase alinhada FS(A), ferrita de segunda fase não-alinhada FS(NA) e uma pequena quantidade de ferrita acicular AF. Os cdp soldados com 1,55kJ/mm, apresentaram um alto teor de AF, sendo sua ME composta predominantemente poreste constituinte, também verificou-se a presença de PF(G). Aumentando o insumo de calorpara 1,73 kJ/mm, teve uma queda na porcentagem de AF e um aumento na quantidade dePF(G). A porcentagem de AF em função do insumo de calor está representada na figura 3.
  • 100 % Ferrita Acicular 75 50 25 0 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 Insumo de Calor [kJ/mm] Figura 3 – Avaliação do metal de solda, considerando a porcentagem de AF e o insumo de calor utilizado, em uma junta soldada com aço baixo carbono. Com uma elevada taxa de resfriamento, baixo aporte térmico, o metal de solda apresentouuma maior dureza, [Maciel, 1994]. Estes valores de dureza encontrados nos cdp soldados comaportes mais baixos, são provenientes de uma maior quantidade de FS(A) presente em suaestrutura. Por outro lado, com menores taxas de resfriamento, maior aporte térmico, a durezado metal de solda foi reduzida devido a presença de constituintes menos duros, tal como aPF(G), presente em grande quantidade nas juntas soldadas com 1,73 kJ/mm. A figura 4mostra os valores de microdureza em função do insumo de calor. 270 Microdureza Vickers (65gf) 240 210 180 150 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 Insumo de Calor [kJ/mm] Figura 4 – Avaliação do metal de solda, considerando sua dureza e o insumo de calor utilizado, em uma junta soldada com aço baixo carbono. Nas figuras 5 e 6 encontram-se fotomicrografias representativas dos diferentes metais desolda obtidos a partir dos diferentes valores de energia de soldagem utilizados. Pode verificartambém que houve uma menor quantidade de inclusões presentes nos cdp soldados com850A, cerca de 50% menos que os cdp soldados com 950A.
  • AF FS(A) PF(G) (a) (b) (a) 1,27 kJ/mm: predominância de FS(A) ao centro; (b) 1,55 kJ/mm: grande quantidade de AF e presença PF(G); (c) 1,73 kJ/mm: alta porcentagem de PF(G) inclusões (I), presença de AF e PF(G). AF I - Aumento de 500x (ataque com Nital a 3%) (c) Figura 5 – Fotomicrografias do metal de solda ferrítico mostrando os constituintes microestruturais (classificação IIW). FS(NA) PF(I) PF(G) I AF AF FS(A) (a) (b) (a) 1,27 kJ/mm: FS(A), PF(G), PF(I), FS(NA), AF, inclusões; (b) 1,55 kJ/mm: destaque pela alta AF quantidade de FA e poucas inclusões; PF(G) (c) 1,73 kJ/mm: Inclusões e PF(G) mescladas a AF. I - Aumento de 200x (ataque com Nital a 3%) (c)Figura 6 – Fotomicrografias ótica mostrando microconstituintes presentes no metal de solda.
  • 4. CONCLUSÕES A alta tenacidade proporcionada à junta soldada pela AF está ligada às condições desoldagem, dessa forma o conhecimento do mecanismo de formação da microestrutura torna-sede grande importância para que se possa utilizar parâmetros adequados com a finalidade deobter determinada variação microestrutural. Com a utilização de uma menor taxa de energia, 1,27 kJ/mm, maior taxa de resfriamento,obteve-se um cordão de solda mais duro, 245 HV, proveniente do aumento de FS(A), noentanto, sua microestrutura apresentou-se com a menor taxa de AF, 30%, dentre as condiçõesestudadas. O maior insumo de calor, 1,73 kJ/mm, provocou uma queda na quantidade de AF e umaumento de PF(G), devido a baixa taxa de resfriamento imposta por este nível de energia desoldagem. A maior quantidade de AF obtida, 80%, foi no caso em que utilizou-se um insumo decalor intermediário, 1,55 kJ/mm, para as condições impostas ao processo.5. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS• Alé, R.M., Jorge, J.C.F. e Rebello, J.M.A., 1993, “Constituintes Microestruturais de Soldas de Aço C-Mn Baixa Liga – Parte II: Metal de Solda”, Artigo Publicado na Revista Soldagem&Materiais, Vol.1 No2.• Brandi, S.D., 1997, “Metalurgia da Soldagem: Transferência de Calor”, Coleção Tecnologia SENAI – Soldagem, São Paulo, 93-102.• Brandi, S.D., 1997, “Metalurgia da Soldagem: Soldabilidade de Alguns Materiais”, Coleção Tecnologia SENAI – Soldagem, São Paulo, 115-123.• Dolby, R.E., 1986, “Guidelines For The Classification of Ferritic Steel Weld Metal Microstructural Constituints Using the Light Microscope”, Welding in the World, Vol.24, No.7/8, Pp.144-148.• Farrar, R.A. & Harrison, P.L., 1987, “ Acicular Ferrite in Carbon-Manganese Weld Metals”, Journal of Materials Science 22: 3812-3820.• Ferrante, M., 1989, “Influência da Composição Química Sobre a Microestrutura e Tenacidade de Metal de Solda Ferrítico – Parte I: Manganês, Silício, Oxigênio E Nióbio”, Artigo Publicado na Revista Soldagem&Materiais, 1(3), Jul./Set.• Kou, S. & Dou, S., 1987, “Welding Metallurgy”, 1º Edition, John Wiley & Sons, 432p., Capítulos 1-10.• Maciel, T.M., Alcântara, N.G. e Kiminami, C.S., 1994, “Transformações Microestruturais em Metais de Solda de Aços ARBL”, XX Encontro Nacional de Tecnologia da Soldagem, Contagem, Mg, pp 391-412.• Okumura, T. & Taniguchi,C., 1982, “Engenharia de Soldagem e Aplicações”, Editora LTC, Rio de Janeiro.• Ortega, L.P.C., 1999, Efeito da Adição de Ti e B na Tenacidade do Metal de Solda Obtido por Arco Submerso em Juntas de Dois Passes”, Tese de Mestrado em Ciência em Engenharia Metalúrgica e de Materiais da Universidade Federal do Rio de Janeiro, Abril de 1999, Rio de Janeiro, RJ, Brasil, 4-25.• Svensson, L.E. & Gretoft, B., 1990, “Microstructure and Impact Toughness of C-Mn Weld Metals”, Welding Journal, December, 454s-461s.• Vishnu, P. R., 1995, ASM Handbook, Vol.6 - Welding, Brazing, And Soldering, USA;• Welding Handbook, 1972, Section 4, Sixth Edition – Metals and their Weldability, Mecmillan Press, London.