RUIMAR RUBENS DE GOUVEIA

A INFLUNCIA DA TEMPERATURA DE INTERPASSE NA TENACIDADE DO METAL DE SOLDA NA SOLDAGEM MULTIPASSE DO AO INOXIDVEL MARTENSITICO CA6NM PELO PROCESSO TIG

CURITIBA

2008

RUIMAR RUBENS DE GOUVEIA

A INFLUNCIA DA TEMPERATURA DE INTERPASSE NA TENACIDADE DO METAL DE SOLDA NA SOLDAGEM MULTIPASSE DO AO INOXIDVEL MARTENSITICO CA6NM PELO PROCESSO TIG

Dissertao apresentada como requisito para

obteno do grau de Mestre em Engenharia

Mecnica do Programa de Ps-Graduao de

Engenharia Mecnica da Universidade Federal

do Paran, na rea de concentrao

Manufatura.

Orientador: Eng. Prof. Dr. Paulo Csar

Okimoto

CURITIBA

2008

AGRADECIMENTOS

Ao orientador Professor Paulo Csar Okimoto pela orientao, estmulo e

apoio para a realizao deste trabalho.

Ao Eng MSc. Andr Ricardo Capra e o Instituto de Tecnologia para o

Desenvolvimento, LACTEC, pela cooperao, utilizao dos laboratrios e suporte

financeiro dado para a realizao desta pesquisa.

Ao Programa de Ps Graduao de Engenharia Mecnica (PG-Mec), Setor de

Tecnologia da Universidade Federal do Paran, nas pessoas de seus Professores

do Departamento de Engenharia Mecnica, funcionrios e Coordenador do

Mestrado, pela oportunidade de realizao desta pesquisa.

Aos amigos da Coordenao de Mecnica da UTFPR Campus Ponta Grossa.

Aos amigos Bernhard, Edson Hiromassa Takano e Edson Okimoto pela

amizade, apoio e pelos momentos de descontrao.

Aos companheiros de viagem Csar e Anderson.

Aos amigos Joceli e Evandro que muito me ajudaram na realizao deste

trabalho.

A todos aqueles que, direta ou indiretamente, contriburam para o

desenvolvimento deste trabalho.

minha esposa, meu filho, e famlia, pelos incentivos em todos os momentos

deste trabalho.

RESUMO

Turbinas hidrulicas podem apresentar diversos problemas, porm, dois deles so

mais comuns e considerados crticos. Devido ao seu modo de funcionamento, estas

turbinas esto sujeitas eroso por cavitao e ao trincamento em regies de alta

concentrao de tenses. Considerando as aplicaes de reparo de turbinas

hidrulicas, h grande interesse em desenvolver procedimentos de soldagem que

evitem os tratamentos trmicos ps-soldagem (TTPS). O presente trabalho busca

analisar a influncia da temperatura de interpasse na tenacidade do metal de solda

na soldagem multipasse do ao inoxidvel martensitico CA6NM pelo processo TIG

utilizando varetas AWS 410NiMo. Os resultados mostram que existe uma influncia

da temperatura de interpasse na tenacidade do metal de solda e os nveis de

temperatura de interpasse utilizados influenciaram significativamente as

propriedades das juntas soldadas.

Palavras-chave: CA6NM. Temperatura de interpasse. Tenacidade.

ABSTRACT

Hydraulic turbines can present diverse problems, however, two of them more

common and are considered critical. Due to its way of functioning, these turbines are

subjected to the erosion by cavitation and the cracking in regions of high

concentration of tensions. Considering the applications of repair of hydraulical

turbines, it has great interest in developing welding procedures that prevent the Post

Weld Heat Treatment (PWHT). The present work searchs to analyze the influence of

the temperature of interpasse in the tenacity of the weld metal in the welding

multipass of the martensitic stainless steel CA6NM for the process TIG using rods of

AWS410NiMo. The results show that an influence of the temperature exists of

interpasse in the tenacity of the weld metal and the levels of temperature of

interpasse used had significantly influenced the properties of the welded meetings.

Key-words: CA6NM. Temperature of interpasse. Tenacity.

LISTA DE FIGURAS Figura 2.1. rea afetada por cavitao.......................................................................16

Figura 2.2. Trinca em turbina tipo Pelton....................................................................17

Figura 2.3. Diagramas de equilbrio pseudo-binrio Fe-Cr para diferentes percentuais

de carbono...................................................................................................................24

Figura 2.4. Diagrama de fases ferro-cromo-nquel, para razo cromo/nquel igual a

3:1................................................................................................................................25

Figura 2.5. Variao das temperaturas do eutetide em funo da concentrao em

peso dos elementos de liga Ti, Mo, Si, W, Cr, Mn, Ni ................................................26

Figura 2.6. Diagrama TRC de um ao CA6NM, mostrando sua alta

temperabilidade...........................................................................................................27

Figura 2.7. Variao das temperaturas de transformao Ac1, Ac3 e Ms.................29

Figura 2.8. Influncia da temperatura de revenimento na tenso de escoamento

(0,2), tenso mxima (TS) e energia de impacto (EI) do ao martenstico macio com 12Cr/6Ni/1,5Mo/0,04C.........................................................................................30

Figura 2.9. Dureza mxima do metal de solda na condio como soldado em funo

do teor de C.................................................................................................................36

Figura 2.10. Regio do arco na soldagem GTAW ........................................................38

Figura 2.11. Comportamento das transformaes durante o resfriamento da solda e

subseqente tratamento trmico posterior. ................................................................39

Figura 3.1. Representao esquemtica do planejamento experimental adotado no

trabalho........................................................................................................................42

Figura 3.2. Dimenses da junta utilizada em mm.......................................................46

Figura 3.3. Dispositivo para soldagem........................................................................46

Figura 3.4. Esquema do seccionamento dos corpos de prova para macro, e

metalografia e ensaio de tenacidade ao impacto dimenso em mm. ........................48

Figura 3.5. Regies de medio da microdureza .......................................................49

Figura 4.1. Macrografias corpos de prova segundo a temperatura de interpasse.....51

Figura 4.2. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de

interpasse de 80 C.....................................................................................................53 Figura 4.3. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de

interpasse de 150 C...................................................................................................54

Figura 4.4. Efeito da sobreposio do ltimo cordo na soldagem realizadas com

temperatura de interpasse de 80 e 150 C. ................................................................55 Figura 4.5. Tamanho comparativo dos gros na regio do corpo de prova de onde foi

retirada a amostra para ensaio Charpy. .....................................................................57

Figura 4.6. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de

interpasse de 400 C...................................................................................................58 Figura 4.7. Teste passe TIG. ......................................................................................59

Figura 4.8. Passe TIG energia de soldagem 0,93 KJ/mm..........................................62

Figura 4.9. Passe TIG energia de soldagem de 0,41 KJ/mm.....................................63

Figura 4.10. Perfil de dureza com diferentes nveis de aporte trmico sobre o corpos

de prova Charpy, da temperatura de interpasse de 400 C. ......................................64 Figura 4.11. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de

80 C............................................................................................................................66 Figura 4.12. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de

150 C..........................................................................................................................67 Figura 4.13. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de

400 C..........................................................................................................................68 Figura 4.14. Microdurezas para diferentes temperaturas de interpasse nas trs

regies dos corpos de prova.......................................................................................70

Figura 4.15. Microdureza mdia das temperaturas de interpasse .............................71

Figura 4.16. Macrografia e MEV da superfcie de fratura das peas do ensaio Charpy

para as temperaturas de interpasse de 80, 150 e 400 C..........................................73 Figura 4.17. Grfico de tenacidade.............................................................................75

Figura 4.18. Grfico ensaio charpy.............................................................................75

Figura 4.19. Faixa usual de valores de tenacidade ao impacto obtidos em ensaios de

Charpy com entalhe em V no ao inoxidvel martenstico macio ASTM A 743

CA6NM. .......................................................................................................................77

Figura 4.20. Contrao Lateral (%).............................................................................77

LISTA DE TABELAS

Tabela 1. Localizao das turbinas fabricadas com o ao CA-6NM utilizadas pela

COPEL ........................................................................................................................12

Tabela 2.1. Composio Qumica...............................................................................21

Tabela 2.2. Propriedades propriedades fsicas e mecnicas tpicas do ao fundido

CA-6NM.......................................................................................................................21

Tabela 2.3. Propriedades mecnicas e teor de C do metal de solda, obtidos com o

arame ER 410NiMo com temperatura de interpasse de 130 C ................................33 Tabela 3.1. Composio qumica do ao ASTM A 743 CA-6NM fornecido pela

VOITH..........................................................................................................................43

Tabela 3.2. Composio qumica da vareta ER 410NIMO.........................................43

Tabela 3.3. Temperaturas de pr-aquecimento e interpasse utilizadas...........................44

Tabela 3.4. Parmetros de soldagem utilizados segundo as faixas de interpasse

utilizadas......................................................................................................................45

Tabela 3.5. Composio e condies de uso dos ataques qumicos......................48

Tabela 4.1. Parmetros adotados para reaquecimento TIG em Charpy a 400 C ...59 Tabela 4.2. Valores obtidos atravs dos ensaios de tenacidade ao impacto

(Charpy V) dos corpos de prova do metal de solda 410NiMo .................................72

Tabela 4.3. Composio qumica metal de solda.......................................................72

Tabela 4.4. Comparativo de tenacidades do metal de solda......................................76

SUMRIO

1. INTRODUO.....................................................................................................11

1.1. OBJETIVO GERAL ..........................................................................................14

1.2. OBJETIVO ESPECFICO.................................................................................14

2. REVISO BIBLIOGRFICA ................................................................................15

2.1. TURBINAS HIDRULICAS..............................................................................15

2.2. DANOS OBSERVADOS NAS TURBINAS HIDRULICAS.............................15

2.2.1. DANOS PROVOCADOS PELA CAVITAO..............................................16

2.2.2. DANOS PROVOCADOS POR TRINCAS ....................................................17

2.3. MATERIAIS UTILIZADOS NA FABRICAO .................................................17

2.4. PROCEDIMENTOS DE REPARO ...................................................................18

2.5. PREPARAO DA SUPERFCIE....................................................................20

2.6. AO ASTM A 743 CA6NM ...........................................................................20

2.7. METALURGIA DA SOLDAGEM DE AOS INOXIDVEIS

MARTENSTICOS MACIOS CA6NM..........................................................................22

2.8. TRATAMENTO TRMICO...............................................................................29

2.9. SOLDABILIDADE DO AO CA6NM................................................................31

2.10. INTRODUO A SOLDAGEM POR FUSO ..............................................37

2.10.1. PROCESSOS DE SOLDAGEM A ARCO ....................................................37

2.10.1.1. O PROCESSO DE SOLDAGEM TIG (GTAW)........................................37

2.10.1.2. AS VARIVEIS DO PROCESSO DE SOLDAGEM..................................38

2.11. TEMPERATURA DE PR-AQUECIMENTO E INTERPASSE ....................39

3. METODOLOGIA ..................................................................................................41

3.1. PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL ...............................................................41

3.2. MATERIAIS ......................................................................................................43

3.2.1. EQUIPAMENTOS UTILIZADOS ..................................................................43

3.2.2. METAL DE BASE .........................................................................................43

3.2.3. METAL DE ADIO.....................................................................................43

3.3. SOLDAGEM DAS CHAPAS DE TESTE..........................................................44

3.4. ENSAIOS..........................................................................................................47

3.4.1. ENSAIOS METALOGRFICOS....................................................................47

3.4.1.1. MACROGRAFIA .......................................................................................47

3.4.1.2. METALOGRAFIA ......................................................................................47

3.4.2. ENSAIO DE MICRODUREZA.......................................................................49

3.4.3. ENSAIO DE TENACIDADE AO IMPACTO (CHARPY ENTALHE V) ..........50

4. RESULTADOS E DISCUSSO.............................................................................51

4.1. ANLISE METALOGRFICA DO METAL DEPOSITADO..............................51

4.1.1. EFEITO DAS TEMPERATURAS DE INTERPASSE 80 E 150 C................52 4.1.2. TEMPERATURA DE INTERPASSE 400 C .................................................58 4.1.3 PASSE TIG ........................................................................................................59

4.2. FERRITA DELTA .............................................................................................65

4.3. ENSAIOS MECNICOS ..................................................................................69

4.3.1. MICRODUREZA ...........................................................................................69

4.3.2. TENACIDADE AO IMPACTO (CHARPY ENTALHE V)...............................72

5. CONCLUSO E SUGESTES ...........................................................................79

6. REFERNCIAS....................................................................................................80

11

1. INTRODUO

A produo de energia eltrica no Brasil possui uma predominncia Hidrulica

(92%). O potencial hidrulico a ser explorado de grande envergadura, em torno de

206.992 MW e nos ltimos anos tem-se observado um crescimento mdio da

demanda em torno de 5%, sendo que em algumas regies este crescimento chega a

20%.

Para atender este aumento da demanda, as usinas instaladas tm operado

em seus limites mximos, o que tem contribudo para um incremento de ocorrncia

de cavitao nas turbinas hidrulicas.

Levantamentos efetuados pelo CEPEL (Centro de Pesquisa de Energia

Eltrica da Eletrobrs) em 2006 , mostraram que os gastos com a recuperao das

turbinas hidrulicas no Brasil foram da ordem de US$ 13,000,000.00 (treze milhes

de dlares), isto considerando apenas despesas com mo-de-obra e materiais

empregados nos reparos.

Os danos causados pela cavitao em componentes de turbinas hidrulicas

tem envolvido no apenas custos elevados de reparo, mas considervel perda de

energia gerada por indisponibilidade das mquinas, limitao da flexibilidade

operacional do sistema e reduo da vida til dos equipamentos afetados.

Procurando a minimizao deste problema, diversos estudos vm sendo

realizados, nas reas de desenvolvimento de novos materiais para a construo de

rotores e recuperao de regies cavitadas, alm de processos de soldagem

adequados [1].

Com o desenvolvimento de materiais mais adequados, a partir da dcada de

80 as turbinas hidrulicas passaram a ser fabricadas, com o ao CA6NM. Este

material classificado pela ASTM como um ao inoxidvel martenstico macio e

possui propriedades mecnicas adequadas ao tipo de solicitao imposta s

turbinas, sendo atualmente o mais largamente utilizado na fabricao deste tipo de

equipamento. Atualmente a Companhia Paranaense de Energia (COPEL) possue as

seguintes Usinas Hidreltricas equipadas com turbinas fabricadas com o ao

CA6NM listadas na Tabela 1.

12

Tabela 1. Localizao das turbinas fabricadas com o ao CA-6NM utilizadas pela COPEL

Usina Hidreltrica Ano de Construo Potncia Nmero de turbinas

Tipo

Governador Jos Richa 1999 1240 MW 4 Francis Governador Parigot de Souza 1971 260 MW 4 Pelton Chamin 1930 18 MW 2 Pelton Foz Chopim 1961 1,8 MW 2 Kaplan Santa Clara 2005 118 MW 2 Francis Fundo 2005 118MW 2 Francis

De um modo geral para a fabricao de turbinas utiliza-se os aos

martensticos, com a adio de nquel melhorando assim a sua resistncia a

corroso e cavitao como tambm a dureza. Devido ao baixo teor de carbono tem-

se uma melhor resistncia a trincas e uma boa soldabilidade.

Os aos inoxidveis martensticos possuem a tendncia de formarem uma

martensita dura e frgil na zona termicamente afetada (ZTA) e no metal de solda que

os torna difceis soldar com sucesso sem trincas frio. Para assegurar a mnima

tenso residual aps a solda, necessrio realizar um pr-aquecimento e um

tratamento trmico posterior. As temperaturas de pr-aquecimento ficam em torno

de 200-320C e esta temperatura deve ser mantida durante a soldagem. A

temperatura mxima para interpasse no deve exceder a 350C devido ao risco de

fragilizao que pode ocorrer entre 370-450C. Mantendo-se a temperatura entre

150-200C imediatamente aps a soldagem evita-se a concentrao de tenso na

soldagem facilitando a difuso do hidrognio para fora da solda. O tratamento

trmico posterior deve ser realizado imediatamente depois que a solda atingir pelo

menos a temperatura de 150C e para o alvio de tenses em 580-600C e para o

recozimento pleno 840-900C; em ambos os casos seguido de um resfriamento ao

ar a partir de 590C.

Na recuperao por soldagem das ps, nas regies com desgaste

ocasionado pelo fenmeno de cavitao ou pela presena de trincas, tais

tratamentos so de difcil realizao no local [2].

A diferena entre os valores da tenso de escoamento e dureza entre o metal

de solda e o metal base pode gerar alteraes no campo de tenses e de

deformao na ponta da trinca, se comparado com o caso de um material

homogneo. Tal diferena entre as propriedades mecnicas do metal base e do

metal de solda pode causar uma elevao nas tenses ou deformaes nas regies

13

de menor tenacidade e diminuir a resistncia fadiga da junta soldada havendo a

fratura catastrfica dos rotores das turbinas [3].

O desenvolvimento de processos de soldagem sem tratamento trmico

posterior adequado de extrema importncia, visando obteno de valores de

tenacidade o mais prximo dos valores obtidos quando do tratamento trmico ps-

soldagem.

14

1.1. OBJETIVO GERAL

Desenvolver procedimentos que auxiliem no reparo de turbinas hidrulicas

que evitem os tratamentos trmicos ps-soldagem.

1.2. OBJETIVO ESPECFICO

Avaliar as propriedades mecnicas de tenacidade e microdureza do metal

depositado 410NiMo controlando as temperaturas de interpasse de 80, 150 e 400 C

no ao inoxidvel martenstico macio ASTM A 743 CA6NM.

15

2. REVISO BIBLIOGRFICA

2.1. TURBINAS HIDRULICAS

As centrais hidreltricas utilizam turbinas hidrulicas para gerar a eletricidade.

A energia da queda da gua convertida em energia mecnica til enquanto flui

atravs da turbina. A rotao da turbina no eixo do rotor do gerador eltrico converte

a energia mecnica na energia eltrica, que fornecida ento aos consumidores. O

princpio e as caractersticas de funcionamento das turbinas so determinadas pela

forma e pelo arranjo da passagem do fluxo. A entrada do fluxo, a turbina, e o

mecanismo de descarga do fluxo so os trs elementos principais na operao de

turbinas hidrulicas.

As turbinas hidrulicas podem ser divididas em dois tipos principais; turbinas

de reao e turbinas de impulso. As turbinas de reao so do tipo turbinas de

presso que usam a diferena da presso entre ambos os lados das lminas da

turbina, e as turbinas de impulso usam os jatos de gua de alta velocidade dirigidos

para as conchas encontradas no permetro da turbina. As turbinas de reao

encontram-se geralmente submersas na gua, enquanto que as turbinas de impulso

giram no ar. As turbinas de reao podem utilizar a energia da presso da gua que

corre atravs da turbina assim como sua energia cintica, as turbinas de impulso

podem somente utilizar a energia cintica [4].

2.2. DANOS OBSERVADOS NAS TURBINAS HIDRULICAS

Turbinas hidrulicas podem apresentar diversos problemas, porm, dois deles

so mais comuns e considerados crticos. Devido ao seu modo de funcionamento,

as turbinas hidrulicas esto sujeitas eroso por cavitao e ao trincamento em

regies de alta concentrao de tenses. Tanto a cavitao quanto as trincas que

ocorrem nas turbinas devem ser reparadas, para evitar uma falha que poderia

danific-las ou mesmo inutiliz-las.

o aparecimento de trincas em regies da turbina onde h concentrao de tenses.

16

2.2.1. DANOS PROVOCADOS PELA CAVITAO

Os danos cavitacionais so uma forma de degradao mecnica resultado da

exposio de um material cavitao. Este dano pode incluir a perda de material, a

deformao da superfcie, mudanas nas propriedades, e mudanas na aparncia.

A cavitao um dos problemas mais graves em uma turbina hidrulica

quando sujeita a exposio contnua cavitao, resultando na perda progressiva

de material da superfcie.

Quando uma turbina hidrulica operada sob circunstncias severas de cavitao,

as superfcies erodem-se rapidamente nos lugares onde as bolhas de gs colidem.

Trincas por fadiga podem aparecer em reas microscopicamente pequenas

causadas pelo carregamento devido sucessiva eroso do ao. Os esforos de

fadiga geram uma rede de trincas e estas pequenas partculas eventualmente unem-

se, aparecendo na superfcie do metal na forma semelhante de uma esponja ou

pits (Figura 2.1).

Em componentes simtricos como as turbinas, o padro de dano pode repetir-

se em posies idnticas. As superfcies afetadas podem ser pontuais ou extensas,

dependendo da rea afetada pela cavitao. A extenso do dano pode variar de

tamanho e relativa, tanto pode aparecer em um curto perodo de tempo ou aps

muitos anos de servio.

Para reparar o dano da eroso causado pela cavitao nas turbinas, exigem-

se reparos freqentes em intervalos regulares, utilizando-se o processo de

soldagem.

Figura 2.1. rea afetada por cavitao.

17

2.2.2. DANOS PROVOCADOS POR TRINCAS

As trincas normalmente aparecem nas regies de engastamento das ps com

a coroa da turbina, podendo atingir vrios centmetros, conforme mostrado na figura

2.2. Elas so extremamente perigosas, pois podem crescer de forma instvel,

comprometendo a utilizao do equipamento. Devem, portanto, ser reparadas assim

que identificadas para evitar falhas catastrficas que inviabilizem o funcionamento do

equipamento.

Figura 2.2.Trinca em turbina tipo Pelton.

2.3. MATERIAIS UTILIZADOS NA FABRICAO

Os materiais comumente utilizados na fabricao de componentes so os

seguintes:

Ao ao carbono fundido pode ser usado para as turbinas, comportas, palhetas reguladoras, os anis de descarga e os anis de fixao nas reas de baixa

cavitao.

Ao inoxidvel martensitico fundido geralmente usado para fabricao de turbinas e as palhetas reguladoras. Este material tem uma resistncia cavitao

que comparvel ao do ao inoxidvel 304.

Aos inoxidveis austenticos so usados igualmente para a fabricao das turbinas e as palhetas reguladoras. As peas fundidas podem ser facilmente

soldadas no local e possuem uma boa resistncia a corroso. Os aos

austenticos podem custar mais que os martensticos devido ao elevado teor de

nquel presente em sua composio.

18

Camadas de ao inoxidvel austentico 308 ou 309 (geralmente 3 milmetros de espessura) depositados sobre o ao ao carbono nas reas em que h elevado

dano provocado pela cavitao, podem fornecer resistncia cavitao

equivalente ao ao inoxidvel fundido.

A seleo de materiais que resistam ao dano cavitacional exige

essencialmente que os mesmos possuam uma dureza elevada, ductilidade

adequada e boas propriedades de fadiga.

Os aos carbono podem ser revestidos com aos inoxidveis e ter elevada a

sua resistncia cavitao e corroso. Aos martensticos endurecidos por

precipitao e os auteniticos oferecem a melhor combinao de propriedades. As

ligas de nquel tais como Monel e as ligas a base de cobalto tais como Stellite tm

uma excelente resistncia corroso e a cavitao.

2.4. PROCEDIMENTOS DE REPARO

O reparo de danos causados pela eroso da cavitao uma parte essencial

de um programa de manuteno de uma hidreltrica . Se a inspeo e os reparos

necessrios no so realizados em tempo oportuno, a taxa de dano cresce

rapidamente deteriorando a superfcie do metal, tendo por resultado reparos mais

demorados e mais caros. Todas as peas que compem a turbina devem ser

inspecionadas e uma deciso deve ser tomada a respeito da profundidade e

extenso da eroso por cavitao antes que os reparos sejam realizados. A

preparao de reas danificadas feita geralmente a pelo menos 3 mm de

profundidade, a mxima profundidade permitida para uma eroso por cavitao de

10 mm que pode ser reparada com dois passes de solda [5]. Os reparos extensivos

nas lminas da turbina podem causar distoro e acumulo de tenso, tendo como

resultado o aparecimento de trincas em reas de elevado esforo. Se os reparos no

so realizados corretamente, danos induzidos pela cavitao podem ocorrer, e

possivelmente conduzir a uma reduo na eficincia da turbina. A inspeo pode

identificar a causa do dano provocado pela cavitao e as etapas apropriadas

devem ser tomadas para abrand-lo. Cada reparo deve ser avaliado de forma

individual e deve ser levado em conta fatores tais como da mo de obra, materiais,

secagem da unidade para obter o acesso turbina, o rendimento perdido durante a

19

indisponibilidade e o perodo de tempo entre os reparos. Se uma deciso tomada

para a realizao dos reparos necessrio determinar a extenso destes.

Dependendo da extenso, vrios mtodos para reparo esto disponveis e

incluem:

O uso de metal de solda para encher a rea danificada. Este geralmente o mtodo mais comum e o mais bem sucedido de reparo; entretanto, os reparos

repetidos que acumulam tenses residuais na turbina devem ser evitados.

Restaurao da turbina deve ser realizado usando consumveis de soldagem com

elevada resistncia a cavitao.

Soldagem de placas sobre a rea danificada. Geralmente, isto somente apropriado para as sees que esto sujeitas a um baixo esforo e onde

condies cclicas mnimas de vibrao. Este mtodo no recomendado para as

turbinas de ao inoxidvel a menos que se desejem mudanas no perfil.

Cortar a rea danificada e soldar uma nova seo. Este mtodo deve somente ser usado em estgios muito severos e avanado de dano causado pela

cavitao, como nos casos onde o dano esta localizado nas lminas da turbina. A

penetrao total da solda deve ser exigida, no caso dos aos inoxidveis

martensticos procura-se usar o tratamento trmico posterior. A inspeo

imperativa durante estes reparos e deve ser tomada para evitar a distoro. Este

o mtodo o mais caro de reparo e nem sempre pode ser possvel realiza-lo no

local.

Os reparos na turbina podem no ter sucesso a menos que a intensidade da

cavitao seja reduzida. A modificao do perfil pode ser um mtodo pratico de

resolver problemas causados pela cavitao como uma alternativa a substituio da

turbina.

As modificaes devem ser feitas com cuidado usando moldes para a verificao

dimensional porque toda mudana de perfil altera a caracterstica de funcionamento

da turbina

As modificaes podem incluir o seguinte:

Remodelao de arrasto da borda; Modificao do perfil; Proviso de aletas anti-cavitao.

20

2.5. PREPARAO DA SUPERFCIE

A preparao adequada da rea danificada antes da soldagem essencial a

fim de evitar a repetio futura deste reparo. A preparao de superfcie deve ser

uniforme e estender-se at 13 milmetros alm da regio danificada. A rea

preparada deve ser inspecionada visualmente a procura de defeitos, caso

necessrio utilizar o ensaio de partculas magnticas ou lquidos penetrantes.

2.6. AO ASTM A 743 CA6NM

O ao CA-6NM foi desenvolvido na Sua nos anos sessenta e continua

sendo aprimorado, para atender novas exigncias nas propriedades mecnicas, ou

seja, aumentar a vida til das peas em meios agressivos [6].

Este ao fundido uma substituio para muitas aplicaes da liga CA-15

(AISI 410). Ambas as ligas caracterizam-se por apresentarem uma estrutura

martenstica. Contudo, o CA-6NM apresenta propriedades de resistncia eroso

por cavitao, resistncia corroso sob tenso em meios cidos, soldabilidade

superior o que facilita os reparos em peas, reduzindo assim o custo final [3].

Os aos inoxidveis fundidos so classificados pelo Alloy Casting Institute

(ACI) de acordo com sua utilizao e composio qumica [7].

A primeira letra da denominao do ao CA-6NM refere-se a sua resistncia

em meios corrosivos (C). A segunda letra indica nominalmente os teores de cromo e

nquel. Com o correspondente aumento do teor de nquel, a designao alterada

de A a Z. Os nmeros que seguem as duas primeiras letras indicam o teor mximo

de carbono (% x 100). Por ltimo, as letras subseqentes, correspondem primeira

letra dos elementos de liga presentes no material, neste caso, nquel (N) e

molibdnio (M).

Segundo a norma ASTM A 743-93 [7], o ao CA6NM um ao resistente

corroso com 13% de cromo, ligado ao nquel e molibdnio e contendo no mximo

0,06% de carbono. A Tabela 2.1 mostra as faixas permissveis de composio

qumica para o ao CA-6NM de acordo com a norma ASTM A 743-98[7], enquanto

a Tabela 2.2 apresenta algumas propriedades fsicas e mecnicas tpicas deste ao,

o qual tem condutividade trmica cerca de 45% do ao carbono, coeficiente linear de

21

expanso trmica ligeiramente menor e resistividade eltrica em torno de cinco

vezes maior.

Tabela 2.1. Composio Qumica nominal segundo a norma ASTM A743-743M [7]

C

mx

Mn

mx

Si

mx

S

mx

P

mx

Ni Cr Mo

0,06 1,00 1,00 0,03 0,04 3,50 4,50 11,50 14,00 0,04 1,00

Tabela 2.2: Propriedades Propriedades Fsicas e Mecnicas tpicas do ao fundido CA-6NM [8]

A dificuldade associada fundio de turbinas hidrulicas em uma pea nica

levou ao desenvolvimento de peas soldadas, como o caso das ps que so

soldadas no rotor.

Os metais de adio utilizados na soldagem apresentam composio qumica

similar ao do material base, sendo que o procedimento de soldagem prev um

preaquecimento a 150C da estrutura e temperatura interpasse de 180 C para

minimizar os problemas gerados pela solubilizao de hidrognio.

22

Um tratamento trmico ps-soldagem, TTPS, de revenimento realizado com

temperaturas na faixa de 600 C. Este tratamento trmico apresenta srias

complicaes quando aplicado na reparao da pea em campo quer seja aps o

reparo por soldagem de reas erodidas por cavitao, ou devido formao de

trincas.

A pea no pode ser retirada para ser realizado tratamento trmico por horas

a 600C, porm o pr-aquecimento a 150 C pode ser realizado [9].

Destaca-se ainda a dificuldade de remoo de grandes componentes exigindo

procedimentos de soldagem adequados a fim de minimizar a introduo de tenses

residuais sobre estes.

2.7. METALURGIA DA SOLDAGEM DE AOS INOXIDVEIS MARTENSTICOS MACIOS CA6NM

O ao CA-6NM uma liga Fe-Cr-Ni-Mo com baixo teor de carbono, o que

ocasiona um estreitamento do campo austentico, fazendo com que a ferrita delta,

que prejudicial s propriedades mecnicas, seja estvel em temperaturas mais

baixas. Esta estabilidade favorece uma maior frao de ferrita delta fique retida na

matriz martensita aps tmpera [10]. O baixo teor de carbono aumenta a

soldabilidade e reduz a possibilidade de trincas.

A presena de Ni compensa o efeito do baixo teor de carbono, fazendo o

campo austentico expandir novamente, melhorando substancialmente as

propriedades mecnicas e a resistncia ao impacto [11].

As equaes abaixo como sugeridas por Folkhard [23], para aos inoxidveis

martensticos macios, permitem estimar as temperaturas de incio e final da

transformao martenstica Ms e Mf, em funo dos elementos de liga Ni, Cr, C e

Mn.

(1) Ms = 492 12 x %C - 65,5x %Mn - 10x %C r- 29x %Ni (2) Ms - Mf = 150 C

Nota-se pela equao (1) acima, a expressiva influncia do carbono,

mangans e nquel na reduo da temperatura Ms. Atravs da equao 2, pode-se

observar que o intervalo de temperatura inicial e final da transformao martenstica

constante e igual a 150 C [12].

23

O molibdnio na liga aumenta o passivao, melhora a resistncia em cido

sulfrico, sulfuroso, fosfrico e clordrico [13]. Porm, ferritizante e deve ser

compensado com a adio de elementos de liga austenitizantes para impedir a

estabilizao da ferrita delta [14].

Esforos tm sido feitos para reduzir a quantidade de nquel e substitu-lo por

outros estabilizadores da austenita, como por exemplo, o nitrognio que mais

austenitizante do que o nquel e no diminui tanto as temperaturas Ms e Mf [13].

A figura 2.3 mostra a variao do diagrama de fases de uma liga Fe-Cr em

funo do teor de carbono presente na mesma. medida que o teor de carbono

cresce, o campo austentico expandido, permitindo um aumento no teor de cromo

(ferritizante) at um valor tal, que possa ocorrer a austenitizao completa e

posteriormente a tmpera. A figura 2.3b mostra que para um teor de carbono de

0,1%, o cromo no pode exceder a 13% para que ocorra a austenitizao e em

seguida a tmpera com a formao de martensita.

24

Figura 2.3. Diagramas de equilbrio pseudo-binrio Fe-Cr para diferentes percentuais de carbono: [15] (a) 0,05%C (b) 0,1%C (c) 0,2%C (d) 0,4%C. Neste diagrama kc, k1 e k2 so os carbonetos (Cr,Fe)3C, (Cr,Fe)23C6, e (Cr,Fe)7C3, respectivamente.

25

O efeito combinado de cromo e nquel na temperatura de transformao em um sistema com razo entre Cr/Ni de 3:1, observado na Figura 2.4.

Figura 2.4. Diagrama de fases ferro-cromo-nquel, para razo cromo/nquel igual a 3:1 [16].

Os aos inoxidveis martensticos macios solidificam a partir de cristais de

ferrita . A transformao de ferrita em austenita tem incio prximo a 1300 C e se completa por volta de 1200 C.

Devido s altas taxas de resfriamento que ocorrem durante as operaes de

soldagem, pequenas quantidades de ferrita so super-resfriadas durante a transformao de ferrita em austenita .

De forma similar, a transformao austenita em martensita leva a microestrutura a apresentar pequena quantidade de austenita retida, entre 1 a 20%,

devido s taxas de resfriamento durante o processo de soldagem e a baixa

temperatura de transformao martenstica (Ms) (efeito da adio de nquel liga),

entre 200 e 250 C.

26

Portanto, as unies soldadas de aos inoxidveis martensticos macios do

tipo CA6NM, na condio como soldada, apresentam estrutura martenstica macia

com pequenas quantidades de austenita retida e ferrita [9]. Comparativamente ao ao carbono, onde a ferrita delta estvel entre 1534 e

1390 C, aproximadamente [17], verifica-se que para a liga 13%Cr/4%Ni, o balano

desta composio tal que o efeito do cromo em abaixar o campo de temperatura

da ferrita delta maior do que o do Ni em aument-lo.

Nota-se tambm, atravs da Figura 2.3, a estreita faixa de solidificao

(Lquido + Fase ) de aproximadamente 30 C, a qual, como mencionado anteriormente, propicia menores defeitos provenientes da solidificao. As

temperaturas inicial (Ac3) e final (Ac1) da transformao austenitica ocorrem,

aproximadamente, a 720 e 630 C, respectivamente. Este abaixamento da

temperatura Ac1, em relao aos aos de baixo carbono, se deve influncia mais

significativa do Ni em abaixar Ac1 do que a do Cr em aument-lo, como observado

na figura 2.5 [18].

Figura 2.5. Variao das temperaturas do eutetide em funo da concentrao em peso dos elementos de liga Ti, Mo, Si, W, Cr, Mn, Ni [18].

27

O decrscimo contnuo da temperatura em condies de equilbrio, a partir do

campo austentico at a temperatura ambiente, resultar na formao de fase alfa.

Contudo, para se atingir as condies de equilbrio, como pode ser observado pelo

diagrama TRC (transformao no resfriamento contnuo) da figura 2.6 [19], a

velocidade de resfriamento deve ser extremamente lenta, sendo que mesmo num

resfriamento de aproximadamente 26 horas, no h formao de outro

microconstituinte (ferrita, perlita, bainita), alm de martensita.

Figura 2.6. Diagrama TRC de um ao CA6NM, mostrando sua alta temperabilidade [19].

A alta temperabilidade destes aos deve-se principalmente presena de

nquel e cromo e permite que peas de grandes seces, de at 1,0 metro de

dimetro, formem martensita em seu ncleo com resfriamento ao ar [19].

importante ressaltar que a limitao do diagrama de equilbrio

pseudobinrio no uso direto para o ao CA6NM decorre de dois fatores. O primeiro

deve-se excluso de elementos como (C, Mo, P, S, Cu, N) do diagrama. Neste

28

caso, outras fases poderiam ser formadas, mesmo em pequenas porcentagens, e

exercer influncias significativas nas propriedades mecnicas. Alm disto, as

principais microestruturas aps resfriamento do ao CA6NM tambm no so

observadas no diagrama de equilbrio. Um exemplo claro a martensita, que como

outras fases, como o M23C6, M7C3 e M2C, podem ser previstas em diagrama de

transformaes que inclua o tempo como varivel, como os diagramas isotrmicos e

os de transformao em resfriamento contnuo. O segundo resulta das variaes das

temperaturas de transformaes de fases que tambm so afetadas pela presena

de outros elementos de liga. Esta influncia, nos aos CA6NM, pode ser observada

tanto pela variao dos limites da faixa de temperatura onde a ferrita delta estvel,

quanto pela variao de Ac1 de Ac3. Quanto primeira variao, verifica-se que a

adio de elementos de liga como o cromo, o silcio e o molibdnio, faz com que

diminuam os limites da faixa de temperatura onde a ferrita delta estvel, ao passo

que elementos de liga como o Ni e Mn fazem com que estes aumentem. O balano

destes elementos, nos aos CA6NM, tal que, em condio de equilbrio, o incio e

trmino da transformao da ferrita austenita, se situe em aproximadamente 1300 e 1200 C, respectivamente [16]. A queda do campo da ferrita delta para

temperaturas mais baixas, e, sobretudo, devido cintica de transformao

(principalmente dos elementos alfagnicos), propicia que maiores teores de ferrita

delta no se transformem em austenita e permaneam retidas aps resfriamento

temperatura ambiente.

Quanto variao de Ac1, o efeito de diversos elementos de liga pode ser

observado na figura 2.5 [16]. Alm da composio qumica, estas variaes tambm

so sentidas pela velocidade de aquecimento ou resfriamento qual submetida a

liga. Dong-Seok Lem et al [20] em seu trabalho com aos inox martensticos

verificaram grandes variaes nas temperaturas Ac1 e Ac3 com a variao das

taxas de aquecimento at 10C/s, tornando-se quase constantes para taxas

superiores, figura 2.7 [20].

29

Figura 2.7. Variao das temperaturas de transformao Ac1, Ac3 e Ms [20].

Estas variaes de temperatura de transformao, para o ao CA6NM,

podem atingir cerca de 100 C. As temperaturas Ac1 e Ac3 podem variar desde 630

e 720 C (figura 2.7) at 500 [13] e 820 C [19], respectivamente.

2.8. TRATAMENTO TRMICO

O tratamento trmico aplicado na fabricao do ao CA-6NM realizado da

seguinte maneira: primeiramente, aquecer at no mnimo a temperatura de 1010

C[7], de forma a garantir uma maior resistncia mecnica devido dissoluo de

carbonetos em temperaturas mais altas, eliminando uma microestrutura mais

grosseira, proveniente de um maior tamanho de gro [21]. Feito isto, resfriar ao ar

at 95 C(Mf) [21] ou abaixo antes de qualquer revenimento intermedirio opcional e

antes do revenimento final, o qual deve ser feito entre 565 C e 620 C[7],

temperaturas em torno da Ac1(580 C) [21]. Este revenimento justificado pelo fato

destes aos, apesar de possurem um baixo teor de carbono, possurem baixa

tenacidade na condio temperada (inferior a 35J na temperatura ambiente) [22]

[25]. Quando realizado nesta faixa de temperatura, garante a melhor tenacidade

mediante a formao de at 30% de austenita estvel e finamente dispersa, a qual

durante o resfriamento no se transforma em martensita [21] [25].

Temperaturas de revenimento maiores provocam o surgimento de uma

austenita instvel, que por sua vez transforma-se em martensita no resfriamento,

30

elevando os limites de resistncia e de escoamento e piorando a tenacidade. A

Figura 2.8 ilustra esta relao, para o ao CA-6NM, entre o teor de austenita e as

propriedades mecnicas de limite de resistncia (r), escoamento (e0,2) e tenacidade ao impacto (Eabs.) em funo da temperatura de revenimento aplicada.

Figura 2.8. Influncia da temperatura de revenimento na tenso de escoamento (0,2), tenso mxima (TS) e energia de impacto (EI) do ao martenstico macio com 12Cr/6Ni/1,5Mo/0,04C [23].

31

2.9. SOLDABILIDADE DO AO CA6NM

Considerando as aplicaes de reparo de turbinas hidrulicas, h grande

interesse em desenvolver procedimentos de soldagem que evitem os tratamentos

trmicos ps-soldagem (TTPS), devido dificuldade de sua execuo em

equipamentos de porte. Os trabalhos de HENKE et al [25] e PEREIRA [24] merecem

destaque, por avaliar a tcnica de soldagem sem tratamentos trmicos ps-

soldagem (TTPS).

HENKE et al [25] trabalhando com a tcnica de HIGUCHI [26], verificou que o

ao CA6NM apresenta dificuldade para que se sirva da tcnica da meia-camada, em

virtude da estreita faixa da zona revenida. Em funo deste resultado, aplicou uma

seqncia de trs passes TIG como uma alternativa para o passe de revenido, com

aportes de calor decrescentes, conseguindo uma reduo da dureza da ZTA em

aproximadamente 30HV. Acarretando em uma melhor tenacidade junto ZTA.

Atravs do ensaio Charpy sobre a linha de fuso HENKE [25], verificou que a

fratura ocorreu na zona fundida, na regio amanteigada com eletrodo AWS E309L, e

no na ZAC. O valor obtido da tenacidade era muito inferior ao valor correspondente

deste consumvel, justificado pela presena incluses tipo xidos alinhadas junto

linha de fuso.

Trabalhando no desenvolvimento de procedimentos de soldagem de aos

inoxidveis martensticos sem tratamentos trmicos ps-soldagem (TTPS) PEREIRA

[24], utilizando a soldagem MIG Pulsado e arames slido ER410NiMo e tubular

E410NiMoT2 similares aos metais de base os aos AISI 410 e CA6NM. Aplicando

tambm o teste de HIGUCHI [26], para o ao AISI 410, comprovou que a faixa de

revenido atingiu cerca de 50% da largura da ZAC, possibilitando desta maneira a

aplicao da tcnica da dupla camada, atingindo valores de tenacidade

considerados satisfatrios.

Quanto ao ao CA6NM, PEREIRA [24], observou que a tenacidade deste

material base fortemente afetada pelo teor de carbono do ao. Cita variaes de

tenacidade Charpy de 63J para um teor de 0,035%C, e tenacidade de 130J para

teor de 0,021%C. Analisando as fraturas obtidas nos testes para medir a tenacidade

atravs de ensaio Charpy junto linha de fuso, empregando um metal de adio

similar percebeu que a fratura se propagava atravs do metal de solda, resultado

similar ao obtido por HENKE [25]. Os arames tubulares em relao aos arames

32

slidos obtiveram menores valores de tenacidade, devido maior presena de

incluses no metlicas no metal de solda. Em funo da temperatura de interpasse

utilizada houve uma variao na tenacidade alcanada com os arames slidos. Com

o uso de temperatura de interpasse inferior a 180C, obteve 50J no ensaio sem tecimento e 69J no ensaio com tecimento. Sem o controle da temperatura de

interpasse, a tenacidade caiu para 23J.

A baixa molhabilidade processo de soldagem MIG Pulsado com arames

slidos dificulta a obteno de juntas multipasse, devido formao de defeitos do

tipo falta de fuso no p do cordo. Com a utilizao de arames tubulares obteve-se

cordes com melhor molhabilidade.

Trabalhando com eletrodos revestidos da classe AWS E309 de diferentes

marcas nacionais RODRIGUES et al [27] avaliaram a presena de incluses e de

ferrita no metal de solda, verificaram que os diferentes eletrodos ocasionam resultados diferenciados. A maioria das incluses possua dimenses entre 0,4 a

1,4m e fraes volumtricas entre 0,4 a 1,2%, identificadas como xidos contendo Si e Mn.

Algumas recomendaes para a soldagem dos aos AIMM foram apontadas

por FOLKHARD [23], tais como:

a) Utilizar arames com teor de C abaixo de 0,04%, aproximadamente

12%Cr e 4 a 6%Ni, visando obter um mximo de 5% ferrita delta;

b) Controlar o contedo de Hidrognio difusvel no metal de solda

abaixo de 5ml/100g;

c) Peas de grande espessura devem ser pr-aquecidas acima de

100C antes da soldagem; d) Para se obter maior resistncia ao trincamento, sugere-se controlar

a temperatura de interpasses entre 100 a 150 C, visando transformar o mximo de austenita em martensita, que seria

revenida nos passes subseqentes;

e) Para requisitos de elevada tenacidade Charpy, recomenda-se

realizar tratamento trmico posterior de revenimento ou mesmo uma

reaustenitizao seguida de revenimento;

33

f) Para aplicaes com alta taxa de deposio (arco submerso ou

MIG/MAG) ou no reparo de peas fundidas e espessas, prtica

usual a utilizao de temperatura de interpasse entre 250-300 C, que superior ao Ms do ao. Neste caso fundamental resfriar o

material abaixo de 100 C, para transformar a austenita em martensita, antes de fazer o revenido.

As propriedades mecnicas do metal de solda conseguidas com arame

ER410NiMo e temperatura de interpasse de 130 C so mostradas na tabela 2.3 [23]. Nota-se que estas variam em funo do processo de soldagem, da condio

final do metal de solda (como soldado ou com TTPS) e do teor de C do metal de

solda. A maior tenacidade foi alcanada com o processo TIG e aplicao de

tratamento trmico posterior (TTPS) a 600C/2h, com teor de 0,018%C no metal de solda. A menor tenacidade ocorreu no processo eletrodo revestido, na condio

como soldado, com 0,028%C no metal de solda.

Tabela 2.3. Propriedades mecnicas e teor de C do metal de solda, obtidos com o arame ER410NiMo com temperatura de interpasse de 130 C [23]

Propriedades mecnicas Processo de

soldagem

Condio de

tratamento trmico E 0,2% [Mpa]

t [Mpa]

Along.

[%]

Eabsorvida

Charpy [J]

%C no

metal de

solda

MIG/MAG Revenido a

600C/2h 775 885 18,9 88 0,022

TIG Revenido a

600C/2h 742 855 21,7 132 0,018

Como soldado 834 1062 12,8 31

Revenido a

600C/2h 621 879 18,0 58

Eletrodo

Revestido 950C/1h - resfr. ao ar + revenido a

600C/2h

637 825 20,8 68

0,028

34

Utilizando arames tubulares de composio similar ao CA6NM, BILMES et al

[16] avaliaram as propriedades mecnicas do metal de solda. Investigando a origem

da elevada tenacidade quando os cordes so tratados termicamente. Notaram que

a austenita formada durante o revenido termicamente estvel, porm sugerem que

a mesma pode se transformar em martensita devido deformao plstica sofrida

durante o ensaio Charpy, o que absorve energia, resultando em elevada tenacidade.

A tenacidade obtida depende fortemente da condio final do cordo (como soldado

ou com TTPS). Para temperaturas de interpasse abaixo de 120 C, com 0,028%C no metal de solda obtiveram valores de 73J na condio como soldado. Com

tratamento trmico posterior de tmpera a partir de 950C, seguido de duplo revenido foram obtidos valores de at 150J.

Utilizando a medio da tenacidade por Integral J, NOVICKI [28], utilizando

um metal de adio E410NiMoT1 arame tubular analisou a tenacidade do ao

CA6NM no estado temperado e revenido, e na linha de fuso de juntas soldadas

sem tratamentos trmicos ps-soldagem (TTPS). O ao CA6NM no estado

temperado e revenido apresentou uma tenacidade elevada (aproximadamente

340kJ/m2), enquanto que na linha de fuso devido presena de incluses a fratura

se desviou para o metal de solda provocando valores muito baixos

(aproximadamente 55kJ/m2). PUKASIEWICZ [29] desenvolveu trabalho referente ao

comportamento e crescimento de trincas por fadiga da junta soldada do ao

martenstico macio CA6NM. Foi estudada a condio como soldado em corpo de

prova compacto, CT, com a finalidade de disponibilizar dados que possibilitem a

caracterizao das diferentes regies da estrutura soldada, determinando a situao

mais desfavorvel para clculos de projetos de vida residual que utilizem este

material.

Para o estudo do comportamento propagao de trincas por fadiga da junta

soldada, confeccionaram-se corpos de prova soldados de ao CA6NM por processo

MIG.

Corpos de prova das diferentes regies da estrutura soldada foram retirados e

ensaiados numa mquina de ensaio universal hidrulica servo-controlada com

amplitude de carga constante, analisando-se posteriormente a superfcie da fratura

em MEV.

Os ensaios de velocidade de crescimento de trinca por fadiga determinaram

que as constantes C e m da Lei de Paris do metal base so 1,224.10-8 e 2,63, para

35

a ZTA 7,837.10-11 e 3,82 e para o metal de solda 3,809.10-11 e 3,67,

respectivamente, com K medido em MPam e da/dN em mm/ciclo. Os mecanismos de fratura observados durante o crescimento de trinca por fadiga do metal base

foram intergranular, quasi-clivagem para baixo K, estrias de fadiga para valores intermedirios de K e estrias de fadiga e coalescimento de alvolos para valores elevados de K. O mecanismo de fratura nas amostras na ZTA foi por estrias de fadiga e no metal de solda ocorreu a formao de fratura apresentando planos de

propagao por fadiga e coalescimento de alvolos.

Trabalhando com os processos de soldagem Eletrodo Revestido e TIG na

procura de obter cordes de solda com durezas prximas a 250HV, para aplicaes

em ambientes contendo H2S, GOOCH [8], utilizando consumveis de diferentes

teores de C e de composio similar ao do ao CA6NM, mostrou que a dureza

obtida afetada pelo tratamento trmico e pelo teor de C. A dureza obtida na

condio como soldado, com pr-aquecimento e interpasse entre 100 a 150 C, dependia diretamente do teor de C. Esta relao mostrada na Figura 2.9, que

indica a dureza mxima obtida para 2 condies de energia de soldagem e

diferentes teores de C.

A dureza de 250HV desejada por GOOCH [8] no foi possvel obter mesmo

utilizando-se diferentes tratamentos trmicos, com diferentes ciclos trmicos, sendo

o melhor resultado conseguido uma dureza de 275HV, atravs do controle da

composio qumica do metal de solda (principalmente teor de C) combinado com o

uso de tratamentos trmicos com duplo revenido.

36

Figura 2.9. Dureza mxima do metal de solda na condio como soldado em funo do teor de C [8].

PRADO [30] avaliou a influncia das variveis do processo MIG/MAG

Convencional e MIG Pulsado nas propriedades mecnicas de juntas soldadas com

arame slido ER410NiMo, verificando que misturas gs de proteo contendo

maiores teores CO2 afetam a presena de incluses no processo MIG Convencional,

enquanto que na soldagem com MIG Pulsado utilizando-se de misturas Ar-4%CO2 e

Ar-18%He-1%CO2 pouco influenciaram na presena de incluses. Apesar de ter-se

obtido maior tenacidade para a mistura Ar-18%He-1%CO2, este comportamento no

absoluto em relao mistura Ar-4%CO2, havendo neste caso a influncia da

microestrutura do metal de solda. Quanto pulsao, apesar de observadas

diferenas os dados no convergem tendenciosamente. Neste caso, devido a

pequena quantidade de experimentos realizados para obteno da tenacidade

Charpy.

37

2.10. INTRODUO A SOLDAGEM POR FUSO

Existe um grande nmero de processos por fuso que podem ser separados

em sub-grupos, por exemplo, de acordo com o tipo de fonte de energia usada para

fundir as peas. Dentre estes, os processos de soldagem a arco (fonte de energia:

arco eltrico) so os de maior importncia industrial na atualidade. Devido

tendncia de reao do material fundido com os gases da atmosfera, a maioria dos

processos de soldagem por fuso utiliza algum meio de proteo para minimizar

estas reaes.

2.10.1. PROCESSOS DE SOLDAGEM A ARCO

Embora existam numerosos sistemas de soldagem a arco, a sua configurao

geral permanece a mesma. Uma fonte de energia gera um arco entre um eltrodo e

a pea de trabalho, criando uma temperatura que em algumas regies superior a

10.000C. Todos os processos da soldagem de arco usam um sistema de proteo para proteger o metal de solda derretido do ar.

2.10.1.1. O PROCESSO DE SOLDAGEM TIG (GTAW)

Este processo, usa eltrodos no consumveis feitos de ligas de tungstnio

por causa de sua elevada temperatura de fuso (~ 3000 C). O material de enchimento fornecido por uma vareta ou por um arame, que derrete enquanto

alimentado perto da ponta de eltrodo. A poa de solda protegida por um gs

inerte, tipicamente argnio,hlio ou uma mistura destes, conduzido em torno do

eltrodo. O processo do TIG geralmente gera soldas limpas com alto padro de

qualidade em todas as posies de soldagem sendo possvel tambm a sua

automatizao Um diagrama esquemtico do processo TIG e seus componentes

mostrado na figura 2.10.

38

Figura 2.10. Regio do arco na soldagem GTAW [32].

2.10.1.2. AS VARIVEIS DO PROCESSO DE SOLDAGEM

As variveis mais importantes do processo so: composio qumica do metal

de solda, energia de soldagem, a temperatura de pr-aquecimento, temperatura de

interpasse, e do tratamento trmico dado aps a soldagem. O tipo de junta e a

espessura do material so parmetros igualmente importantes.

Em todo o processo de soldagem, o ciclo trmico da solda composto de um

rpido aquecimento a uma alta temperatura seguido de um rpido resfriamento. O

aquecimento e a taxa de resfriamento so governados pela quantidade de energia

de soldagem (E), definida como:

1000...60.

vVIE =

Onde I a corrente em Ampres, V a tenso aplicada entre o terminal da

fonte de energia e o eltrodo expresso em volts, v a velocidade de soldagem em m

s1 e a eficincia trmica. Na maioria dos processos de soldagem a arco

a eficincia est entre 0.6 e 0.99 [37].

39

2.11. TEMPERATURA DE PR-AQUECIMENTO E INTERPASSE

O controle da temperatura de pr-aquecimento e interpasse similar ao

requerido pelos dos aos estruturais, para evitar a fragilizao induzida pelo

hidrognio. Aos inoxidveis martensticos que contenham teores de 0,6 %C (como

o 410NiMo, CA-6NM) requerem um controle especial de pr-aquecimento ou

interpasse para sees finas, no caso de seces acima de 12 mm de espessura

recomenda-se a temperatura de 120 C. Em seces mais espessas, a temperatura de pr-aquecimento e interpasse

deve estar acima de Ms para prevenir possveis trincas durante a fabricao. Aps a

soldagem o material deve ser resfriado lentamente at a temperatura ambiente

seguido de um tempo adequado para permitir a difuso do hidrognio durante o

processo de transformao.

O controle da temperatura pr-aquecimento e interpasse deve ser de tal

forma que evite ou promova a transformao para martensita durante o resfriamento

da solda. Similar aos aos estruturais, recomenda-se precaues com qualquer

umidade na superfcie. Para muito dos aos inoxidveis martensticos, o nvel de

temperatura de pr-aquecimento e interpasse tambm permitir a transformao

total para martensita durante o resfriamento da solda, como mostra a situao A na

figura 2.11.

Figura 2.11. Comportamento das transformaes durante o resfriamento da solda e subseqente tratamento trmico posterior [10].

40

Se o pr-aquecimento e a temperatura de interpasse so mantidos abaixo de

Mf (situao A Figura 2.11) o metal de solda se transformara em martensita durante

o processo de soldagem. Esta martensita ser revenida pelos passes subseqentes.

Se a temperatura de interpasse est entre Ms e Mf (situao B Figura 2.11), alguma

frao de austenita ficar retida na microestrutura e ser reaquecida at a

temperatura de revenido, que resulta na formao de uma martensita no revenida.

Soldagem com temperaturas de interpasse acima de Ms (situao C Figura

2.11) impedem a transformao da martensita durante a soldagem e evita

fragilizao pelo hidrognio. Aps o resfriamento da solda toda estrutura formada

abaixo de Mf ser revenida.

41

3. METODOLOGIA

Este trabalho tem como objetivo avaliar a tenacidade e a dureza do metal de

solda ER 410NiMo depositado pelo processo TIG, controlando as temperaturas de

interpasse de 80 , 150 e 400 C no ao inoxidvel martenstico macio ASTM A 743 CA-6NM.

As propriedades mecnicas foram avaliadas atravs de ensaio de impacto,

microdureza e microestrutura atravs de caracterizao metalogrfica por meio de

microscopia tica e eletrnica de varredura.

3.1. PLANEJAMENTO EXPERIMENTAL

As propriedades mecnicas estudadas da junta soldada foram: dureza e

tenacidade. A varivel considerada como de influencia neste trabalho foi

temperatura de interpasse (Ti), em trs nveis, testada para o arame utilizado.

Para determinar o nmero de juntas a soldar por cada condio do

experimento, necessrias para avaliao do estudo, foi tomada como referncia

o nmero de rplicas necessrias para avaliar cada ensaio.

Para o ensaio de tenacidade a norma AWS D1.1 (2004) no item 4.1.1.3.:

Impact Test Requirements, determina um nmero de 3 rplicas por condio. A

norma em meno, no faz referncia s rplicas necessrias para os ensaios de

dureza, porm, considerou-se que os corpos de prova para estes ensaios

foram retirados das mesmas juntas utilizadas para o outro ensaio. Desta forma,

optando pelo nmero menor de rplicas que de 3, e considerando 3 condies

experimentais, totalizam-se 9 juntas soldadas. A Figura 3.1 ilustra o planejamento

experimental adotado.

42

Figura 3.1. Representao esquemtica do planejamento experimental adotado no trabalho.

Objeto de estudo Propriedades Mecnicas

Tenacidade Microdureza

AO ASTM A 743 CA6NM Junta em U

Soldagem TIG

80 C 150 C 400 C

43

3.2. MATERIAIS 3.2.1. EQUIPAMENTOS UTILIZADOS

Para a elaborao dos cordes de solda nos corpos de prova utilizou-se os

seguintes equipamentos e consumveis:

Central de soldagem multiprocesso modelo MTE Digitec 450; Gs de proteo Argnio vazo 17 l/min; Eletrodo de Tungstnio 2% Trio 2,4 mm; Termmetro infravermelho, marca Fluke, modelo 574; Lpis trmico 100 e 250 C.

3.2.2. METAL DE BASE

O material estudado foi o ao inoxidvel martenstico fundido ASTM A

743 CA-6NM, fornecido pela empresa Voith, sendo a sua fundio realizada num

forno convencional a arco eltrico, com refino num forno AOD (Argon oxygen

decarburization) e vazado em molde de areia em forma de bloco de tamanho

240x190x30mm. A sua composio qumica apresentada na tabela 3.1.

TABELA 3.1.Composio qumica do Ao ASTM A 743 CA-6NM fornecido pela Voith C Mn Si S P Ni Cr Mo

0,024 1,00 1,00 0,03 0,04 3,9 13,7 0,36

3.2.3. METAL DE ADIO

A seleo da vareta AWS ER410NiMo 2,4mm como metal de adio para soldagem TIG baseou-se, principalmente, na semelhana de composio

qumica com o material de base, nas propriedades mecnicas oferecidas no

certificado do fabricante do arame e no dimetro do mesmo. A sua composio

qumica apresentada na tabela 3.2

TABELA 3.2. Composio Qumica da vareta AWS ER 410NiMo fornecida pela Sandvik C Mn Si S P Ni Cr Mo Cu O N

0,017 0,42 0,53 0,001 0,023 4,35 12,09 0,49 0,08 0,002 0,016

44

3.3. SOLDAGEM DAS CHAPAS DE TESTE

A soldagem dos corpos de prova (Figura 3.2) foi realizada manualmente por

um soldador qualificado. Conforme descrito a seguir, para posicionamento dos

corpos de prova foi construdo um dispositivo de fixao mostrado na Figura 3.3, o

qual foi preso a mesa de soldagem .

Foram utilizadas duas temperaturas de pr-aquecimento e trs de interpasse

para a realizao dos experimentos, como mostra a tabela 3.3 abaixo.

Tabela 3.3. Temperaturas de pr-aquecimento e interpasse utilizadas

Temperatura de pr-aquecimento Temperatura de interpasse

80 C 80 C 150 C 150 C 400 C

Com o auxilio de um termmetro infravermelho e lpis trmicos, monitorava-

se o aquecimento do corpo de prova at atingir a temperatura de ensaio. Ento se

dava incio ao primeiro cordo de solda. Aps o trmino de cada cordo de solda

procedia-se, ento limpeza do corpo de prova com uma escova de ao inox para

eliminar xidos superficiais e comear o cordo seguinte monitorando-se a

temperatura at que atingisse a de interpasse estabelecida para o ensaio. Ento se

dava incio o prximo cordo. Durante a soldagem, entre um cordo e outro,

procedia-se a verificao das condies do eletrodo de tungstnio, quando

necessrio era feita a sua afiao. Estes procedimentos de limpeza e monitoramento

de temperatura foram feitos at a execuo do ltimo cordo.

Como a soldagem foi feita manualmente para determinao da velocidade de

soldagem foi necessrio a cronometragem do tempo que o soldador levava para a

execuo de cada cordo.

Os parmetros de soldagem utilizados esto descritos na tabela 3.4 abaixo.

45

Tabela 3.4. Parmetros de soldagem utilizados segundo as faixas de interpasse utilizadas

Ti ( C) V (V) I (A) v (mm/min) E (KJ/mm) Gs Vazo

80 C 45,49 3,5 150 C

15,6 3,1

400 C 16,2 170

50,93 3,2

Ar 17 l/min

Ti - Temperatura de interpasse, V- Tenso, I Corrente, v - Velocidade de soldagem, E - Energia de soldagem, Gs - Gs de proteo, Vazo - Vazo do gs.

46

Figura 3.2. Dimenses da junta utilizada em mm

Figura 3.3. Dispositivo para soldagem

47

3.4. ENSAIOS

3.4.1. ENSAIOS METALOGRFICOS

Na retirada dos corpos de prova para anlise metalogrfica, tomou-se sempre

o cuidado de retir-los da mesma regio para que se obtivesse uma homogeneidade

dos resultados. Para tanto foram feitos ensaios de macrografia, microdureza e

microestrutura, sendo que os mesmos esto descritos a seguir.

3.4.1.1. MACROGRAFIA

Os cortes para a retirada das amostras, para que fosse possvel a realizao da

anlise macrogrfica, foram realizados em uma serra tipo cut-off.

Aps o corte, cada corpo de prova foi preparado metalograficamente, atravs

de lixamento, com lixas de granulometrias gradativamente menores

(120,220,320,400,600, e 800 mesh) nesta ordem e polimento com alumina 1m. O

ataque aps o polimento foi realizado com o reagente Villela, sendo em seguida as

amostras lavadas com lcool e secas, utilizando-se ar quente. As amostras assim

preparadas foram levadas a um estereoscpio, para a anlise macrogrfica.

3.4.1.2. METALOGRAFIA

Objetivando verificar a estrutura obtida no metal de solda e verificar a influncia

da temperatura de interpasse foi realizada a metalografia sendo o corpo de prova

dividido em duas regies A e B mostrado esquematicamente na Figura 3.4.

Regio A destinou-se a ensaio de macrografia e metalografia.

Regio B foi utilizada para a confeco dos corpos de prova para o ensaio de

impacto, mostrando o sentido de obteno dos mesmos e detalhe de localizao do

entalhe.

48

Figura 3.4. Esquema do seccionamento dos corpos de prova para macro, e metalografia e ensaio de tenacidade ao impacto dimenso em mm.

Para a anlise metalogrfica, as amostras foram lixadas com granulometria

variando de 120 a 800, e polidas com alumina granulao 1 m. Para revelar as microestrutura foram empregados os ataques descritos na tabela 3.5.

Estas microestruturas foram analisadas em um microscpio tico.

Tabela 3.5. Composio e condies de uso dos ataques qumicos

Nome Composio Procedimento Especificao

Villela 1 g C6H3OH(NO2)3

5 ml HCl

100 ml C2H6OH

Imerso da amostra

por 20 a 30 s.

Revela a martensita

Sulfrico 20 ml H2SO4

0,01g NH4CNS

80 ml H2O

Imerso da amostra

e ataque eletroltico

com 4V por 1 min

Revela Ferrita- mas no a martensita

49

3.4.2. ENSAIO DE MICRODUREZA

Para medio da microdureza foi utilizada a norma ASTM E384 72 [33],

sendo que a mesma especifica os limites de carga entre 1 a 1000 gf. Na medio de

microdureza foi utilizado um microdurmetro TUKON, Modelo MO.

Para uma melhor anlise, a regio do metal de solda dos corpos de prova foi dividida

em trs regies ( superior centro e inferior ) como mostra a Figura 3.5, sendo

estipulado o lado direito do corpo de prova como ponto inicial (zero) das medies o

metal de base. A partir deste ponto mediu-se a microdureza com o mesmo

espaamento para todos os corpos de prova. Durante a medio da microdureza foi

utilizada uma carga de 300 gramas, aplicada por 30 segundos. Para que houvesse

uma diminuio dos erros de cada resultado, foram executados trs medies

paralelas entre si com espaamento de 0,25 mm para cada regio, obtendo-se trs

resultados de microdureza. Aps este procedimento, foi calculado a mdia destes

valores, obtendo-se a mdia final da microdureza de cada regio.

Foi escolhida uma rea de cada regio e nela efetuada a medio da

microdureza e adotada a seguinte notao Mdia

MinMax HV, sendo que:

Max - indica o maior valor de microdureza obtida; Min - indica o menor valor de microdureza Mdia - a mdia dos valores de microdureza.

E nas regies onde h refinamento o valor do tamanho de gro TG foi

estimado, a fim de verificar o efeito dos ciclos trmicos.

Figura 3.5. Regies de medio da microdureza

Superior

Centro

Inferior

50

3.4.3. ENSAIO DE TENACIDADE AO IMPACTO (CHARPY ENTALHE V)

Para determinar as dimenses e tolerncias dos corpos de prova para o

ensaio de impacto Charpy, foi utilizada a norma ASTM E-23 (1999)[34].

Primeiramente, o corpo de prova obtido da junta foi cortado com um comprimento de

aproximadamente 75 mm, posteriormente foi usinado nas quatro faces at obter as

dimenses especificadas de 10 x 10 mm representados na Figura 3.4. A localizao

do entalhe para o ensaio metal de solda foi determinada por meio de ataque

macrogrfico para identificao das zonas, seguindo as recomendaes da norma

AWS D1.1 (2004, p. 314)[35]. Depois da localizao do entalhe, o corpo de prova foi

cortado com disco para obter sua dimenso final de comprimento de 55 mm. A

Figura 3.4 representa onde foram localizados os entalhes.

As indicaes para determinar a temperatura para realizar o ensaio de

impacto Charpy aparecem na norma AWS D1.1 (2004, p. 270)[35]. Estas

indicaes descrevem que a temperatura depende do nvel mnimo de operao do

equipamento e so prprias para cada projeto. No caso deste estudo, optou-se pelo

valor de 20 C.

51

4. RESULTADOS E DISCUSSO

4.1. ANLISE METALOGRFICA DO METAL DEPOSITADO

A Figura 4.1 apresenta as macrografias dos corpos de prova nmero 1

segundo as temperaturas de interpasse de 80, 150 e 400 C utilizadas neste trabalho.

80 C 150 C

400 C

Figura 4.1. Macrografias corpos de prova segundo a temperatura de interpasse.

Numa pr-anlise constatou-se que para as temperaturas de interpasse de

80 e 150 C h a formao de linhas em forma de colar que separam as ZTAs e camadas de solda depositadas. Devido aos ciclos trmicos nota-se ainda uma

heterogeneidade na regio de solda pela formao de reas escuras e claras, que

podem estar associadas ao aspecto final da microestrutura formada.

Para a temperatura de 400 C h uma homogeneidade na regio de solda no sendo perceptvel a formao de linhas que separem os cordes depositados.

52

No foi constatado nenhum defeito de soldagem como falta de fuso,

incluses, poros ou trincas durante as fases de soldagem e anlise metalogrfica.

4.1.1. EFEITO DAS TEMPERATURAS DE INTERPASSE 80 E 150 C

Atravs da anlise das Figuras 4.2 e 4.3, pode-se verificar a existncia de

uma variao microestrutural significativa ao longo da seo transversal dos corpos

de prova devido soldagem multipasse. A microestrutura formada por gros

refinados e gros grosseiros. Sendo que os gros grosseiros esto presentes na

regio superior aonde esto localizados os ltimos cordes, e em alguns pontos da

regio de solda, onde no houve a sobreposio do cordes de solda.

Pode-se observar que as microestruturas da regio inferior dos corpos de

prova mostram-se mais refinadas e possuem aparentemente o mesmo tamanho,

para as temperaturas de interpasse de 80 e 150 C.

53

Microdureza404

382423 HV

Microdureza

352266423 HV TG 10m

Microdureza331

256373 HV TG 5m

Figura 4.2. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de interpasse de 80 C.

Superior

Centro

Inferior

54

Microdureza409

347446 HV

Microdureza 347

324392 HV TG 10m

Microdureza

381347423 HV TG 7m

Figura 4.3. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de interpasse de 150 C.

Superior

Centro

Inferior

55

Observando a regio superior dos corpos de prova de temperatura de

interpasse de 80 C e 150 C, onde ficam localizados os ltimos cordes de solda, os gros possuem uma estrutura mais grosseira com dimenses muito superiores s

encontradas nas outras regies. Analisando-se esta regio em detalhe atravs da

figura 4.4, observa-se o efeito da sobreposio do ltimo cordo no penltimo

cordo de solda.

A energia de soldagem de 3,5 KJ/mm utilizada para a deposies dos

cordes promove uma zona de refino de gro que extende-se a uma distncia de

aproximadamente 1,5 mm sobre o penltimo cordo depositado para a temperatura

de interpasse de 80 C. Para a temperatura de interpasse de 150 C onde a energia de soldagem foi de 3,12 KJ/mm esta distncia de 1,7 mm, estas distncias podem

modificar-se dependendo da geometria do cordo depositado.

Figura 4.4. Efeito da sobreposio do ltimo cordo na soldagem realizadas com temperatura de interpasse de 80 e 150 C.

ltimo passe Penltimo passe

Regio de refino

Penltimo passe ltimo passe

Regio de refino

80 C

150 C

56

Pode-se notar que a deposio do ltimo cordo recobre 50% do cordo

anterior para a temperatura de 80 C, e na temperatura de 150 C a percentagem de recobrimento chega a ser menor ainda. Para se obter um melhor resultado, aonde se

obtenha a ltima camada com estrutura formada por gros refinados, necessrio

um procedimento de soldagem que preveja um controle mais adequado da

deposio e geometria dos cordes desde o seu incio at o seu final.

Nas outras regies h uma predominncia de um maior refinamento da

estrutura martensitica do metal fundido.

Analisando-se a regio central do corpo de prova, local de retirada das

amostras para ensaio Charpy, nota-se que existe uma diferena de tamanho entre

os gros, que pode ser observado na figura 4.5. Para a temperatura de 80 C encontra-se gros refinados com valor estimado de TG 5 m e para a temperatura 150 C este refinamento tem um valor estimado de TG 7 m. J em relao temperatura de 400 C, apresenta uma estrutura de gros grosseiros com dimenses muito superiores as encontradas nas outras temperaturas de interpasse.

Foi observado que, a taxa de resfriamento mais alta provoca um refinamento

maior da microestrutura.

Este refino da microestrutura representa a nica possibilidade de aumento

simultneo de resistncia e tenacidade, situao interessante em relao

proporo inversa normal que ocorre entre essas propriedades mecnicas. Outro

benefcio do refino de gro a reduo na temperatura de transio dctil-frgil.

57

80 C TG 5m

150 C TG 7 m

400 C

Figura 4.5. Tamanho comparativo dos gros na regio do corpo de prova de onde foi retirada a amostra para ensaio Charpy.

Como o desenvolvimento da soldagem dos corpos de prova foi atravs da

deposio de cordes em camadas, pode-se associar que as variaes de

microestrutura e microdureza observados possam estar associadas ao passe de

revenido.

58

4.1.2. TEMPERATURA DE INTERPASSE 400 C No corpo de prova que recebeu o interpasse de 400 C, mostrado na Figura

4.6, a microestrutura formada predominantemente de gros grosseiros, possuindo

aparentemente o mesmo tamanho, no importando a regio escolhida para

observao. Na macrografia as linhas na forma de colar entre os sucessvos passes

de solda no so evidentes.

Microdureza453

423470 HV

Microdureza

451423497 HV

Microdureza

402382446 HV

Figura 4.6. Macro e micrografia da zona fundida segundo a temperatura de interpasse de 400 C.

Superior

Centro

Inferior

59

A estrutura obtida neste caso uma martensita temperada, formada devido

utilizao de uma temperatura de interpasse e execuo da soldagem na regio

austenitica acima do Ms do metal de solda.

4.1.3 PASSE TIG

Baseando-se no teste realizado por HIGUCHI e que foi repetido por HENKE e

PEREIRA, foi realizado um teste com a utilizao de somente um passe TIG com o

intuito de comprovar que o refino fruto de um reaquecimento realizado em baixa

temperatura de interpasse. (Figura 4.7)

Figura 4.7. Teste passe TIG.

Utilizando-se para isso de corpos de prova Charpy com dimenses 10x10x55

mm, da temperatura de interpasse de 400 C, que possui uma estrutura homognea formada de martensita no revenida.

Para a realizao do experimento foram utilizados dois nveis de energia de

soldagem que foram obtidos variando-se a tenso (V), corrente (I) e velocidade de

soldagem (v) conforme mostrado na Tabela 4.1. A extenso da zona revenida foi

avaliada mediante anlise metalogrfica e microdureza, efetuadas sobre corpos de

prova seccionados transversalmente sobre os cordes.

Tabela 4.1. Parmetros adotados para reaquecimento TIG em charpy a 400 C. Corpo de prova V (V) I (A) v (mm/min) E (kJ/mm) Gs Vazo ngulo da tocha

1 14,2 165 150 0,93

2 12 174 300 0,41 Ar 12 l/min 90

60

Em seguida as etapas de preparao metalogrfica, cada corpo de prova foi

atacado com o reagente Villela para revelar a microestrutura do material. Nas figuras

4.7 e 4.8 observa-se as macrografias e micrografias obtidas.

Verifica-se que h uma distino no aspecto das regies formadas, conforme

o nvel de energia utilizado no passe TIG.

Na Figura 4.8 mostrado o corpo de prova aonde foi imposta a energia de

soldagem de 0,93 KJ/mm, onde pode-se observar a formao de 4 regies:

Regio A: Gros grosseiros penetrao de 2,3 mm; que representa a regio que

sofreu refuso

Regio B: Gros refinados, penetrao de 2,4 mm;

Regio C: Gros refinados TG 10 m estimado, extenso de 5,3 mm; Regio D: Gros refinados TG 5 m estimado, extenso de aproximadamente 2,3 mm.

NA Figura 4.9 aonde foi imposta a energia de soldagem de 0,41 KJ/mm

observamos tambm a formao de 4 regies com extenses diferentes da anterior:

Regio A: Gros grosseiros, penetrao de 1,0 mm;

Regio B: Gros parcialmente refinados, penetrao de 0,4 mm;

Regio C: Gros refinados TG 4 m estimado, extenso de 2,0 mm; Regio D: Gros grosseiros, metal de solda est regio no foi modificada durante a

execuo do passe TIG.

A figura 4.10 apresenta os perfis de dureza resultantes da aplicao do passe

TIG sobre o metal de solda com dureza 451

423497 HV. Percebe-se nestas figuras uma

queda de dureza com relao dureza inicial que tambm foi constatado nos

trabalhos de HENKE, PEREIRA, NOVICKI, PUKASIEWICZ e PRADO.

Comparando com HENKE e PEREIRA, obteve-se os mesmos resultados em

relao ao tamanho da faixa revenida, que muito estreita comparada com a zona

endurecida. Segundo HENKE, isso se deve elevada resistncia por parte dos aos

inoxidveis martensticos macios e a baixa temperatura Ac1 (620 C) do ao CA-6NM, a qual impede que temperaturas mais altas proporcionem uma ao mais

efetiva com relao reduo da dureza devido austenitizao parcial acima de

Ac1.

Constatatou-se na regio C prximo linha de fuso um refino na granulao

ao invs do seu crescimento. Segundo PEREIRA, isto deve-se ao fato dos aos

61

inoxidveis martensticos macios, apresentarem uma temperatura Ac4 mais baixa

(1200 C) que a dos aos ferriticos, permitindo que ocorra transformao numa faixa mais larga durante o ciclo de soldagem.

Como estes corpos de prova so resultados de uma soldagem multipasse o

aumento significativo da dureza com uso de energia de 0,93 kJ/mm pode estar

associado ao endurecimento secundrio que, segundo PEREIRA, deve-se ao

percentual de Molibdnio que produz uma fina precipitao de carboneto de

molibdnio (Mo2C) no sendo detectado por microscopia tica.

Os resultados mostram que a aplicao de um passe TIG capaz de

modificar a microestrutura do metal de solda, sendo que a extenso dos gros

refinados ser maior quanto maior for a energia de soldagem empregada, alm de

promover uma reduo na dureza de aproximadamente 75 HV em uma pequena

regio da ZTA.

62

Figura 4.8. Passe TIG energia de soldagem 0,93 KJ/mm.

TG 10 m

TG 10 m TG 5 m

63

Figura 4.9. Passe TIG energia de soldagem de 0,41 KJ/mm.

TG 4 m

TG 12 m

64

0,93 kJ/mm

310

330

350

370

390

410

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 6 6,5 7 7,5 8 8,5 9 9,5 10

Distncia em mm

Mic

rodu

reza

Vic

kers

0,3

Kg

0,41 kJ/mm

310

330

350

370

390

410

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5

Distncia em mm

Mic

rodu

reza

Vic

kers

0,3

kg

Figura 4.10. Perfil de dureza com diferentes nveis de aporte trmico sobre o corpos de prova Charpy, da temperatura de interpasse de 400 C.

Zonas Revenidas

Zonas Revenida

1 2

1

2

Direo medio microdureza

1

1

Direo medio microdureza

65

4.2. FERRITA DELTA

Foi possvel a constatao da ferrita , mas no a sua quantificao. Sabe-se

que ela tem um efeito na tenacidade do material em estudo, reduzindo-a quanto

maior for sua frao volumtrica.

Durante o aquecimento, h o crescimento incompleto da fase ferrita-, que

nucleada a partir dos contornos de gro da austenita prvia e ocorre

intergranularmente na faixa de temperatura Ac4-Ac5. O mecanismo da formao da

ferrita atravs da difuso. Conseqentemente, na regio parcialmente ferritica, a

extenso da dissoluo da ferrita- determinada pela quantidade de cromo e de

molibdnio e da taxa de arrefecimento. Taxas de arrefecimento rpidas conduzem

reteno da ferrita, taxas de arrefecimento lentas permitem a dissoluo

intragranular da ferrita- [31].

Para as temperaturas de 80 e 150 C elas concentram-se na ZTA do cordo de solda quando este depositado como visto nas figuras 4.11 e 4.12.

Na temperatura de 400 C a ferrita delta remanescente na regio da solda, aparece dispersa na matriz (figura 4.13).

66

Figura 4.11. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de 80 C.

ferrita

67

Figura 4.12. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de 150 C.

ferrita

68

Figura 4.13. Localizao da ferrita delta para a temperatura de interpasse de 400 C.

ferrita

69

4.3. ENSAIOS MECNICOS 4.3.1. MICRODUREZA

Os resultados obtidos da microdureza mostrados na figura 4.14 revelaram

que, embora tenham ocorrido variaes nos valores de microdureza, estes esto

dentro da faixa da martensita para este ao segundo o teor de carbono. Foi

constatada, atravs da distribuio das microdurezas e anlise visual com o

miscrocpio tico, a ocorrncia de regies bem definidas durante as medies

(metal de solda, zona termicamente afetada e metal de base).

Pode-se observar no corpo de prova de interpasse de 80 C que existe uma variao na microdureza entre as regies do metal de solda estudadas. Na superior

encontram-se os maiores valores que variam de 356

311394 HV enquanto que na inferior

encontram-se os menores valores que variam de 330

311356 HV.

No corpo de prova de interpasse de 150 C encontram-se variaes similares de microdureza do metal de solda, na regio superior os valores de microdureza

variam de 370

356384 HV, e na regio inferior 325

291340 HV.

J os valores encontrados de microdureza na regio do metal de base e ZTA

so maiores e mais prximos quando se utiliza uma temperatura de interpasse de

400 C, que fica na fase austentica acima do Ms. Conforme mostrado na figura 4.14, a microdureza mantem-se com valores altos nas trs regies.

70

Figura 4.14. Microdurezas para diferentes temperaturas de interpasse nas trs regies dos corpos de prova.

71

Analisando-se a mdia das microdurezas no metal de solda, ZTA e metal de

base, verifica-se que no mostram uma variao significativa, mas so nitidamente

inferiores temperatura de interpasse de 400 C, como pode ser observado na Figura 4.15.

Figura 4.15. Microdureza mdia das temperaturas de interpasse

Para as temperaturas de interpasse de 80 e 150 C verifica-se que h influencia dos vrios ciclos trmicos dos passes subseqentes, nos valores de

microdureza associada interface entre os passes anteriores. Nos passes

superiores aonde o efeito do ciclo trmico no esta associado obtemos os maiores

valores de microdureza. medida que os co