( PDF ) Avaliação das propriedades mecânicas e da microestrutura de aços dissimilares ABNT 8620 e ABNT 6655 LN 28 soldados com arco pulsado com diferentes temperaturas de pré-aquecimento e tipos de tecimento

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Campus de Bauru

AVALIAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS E DA MICROESTRUTURA DE

AÇOS DISSIMILARES ABNT 8620 E ABNT 6655 LN 28 SOLDADOS COM ARCO

PULSADO COM DIFERENTES TEMPERATURAS DE PRÉ-AQUECIMENTO E

TIPOS DE TECIMENTO.

VINICIUS TADASHI PAVÃO MIYAHARA

Dissertação apresentada à

Faculdade de Engenharia da

UNESP – Campus de Bauru, para

obtenção do título de Mestre em

Engenharia Mecânica.

BAURU – SP

AGOSTO – 2008

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Campus de Bauru

AVALIAÇÃO DAS PROPRIEDADES MECÂNICAS E DA MICROESTRUTURA DE

AÇOS DISSIMILARES ABNT 8620 E ABNT 6655 LN 28 SOLDADOS COM ARCO

PULSADO COM DIFERENTES TEMPERATURAS DE PRÉ-AQUECIMENTO E

TIPOS DE TECIMENTO.

VINICIUS TADASHI PAVÃO MIYAHARA

Orientador: Prof. Dr. Yukio Kobayashi

Dissertação apresentada à

Faculdade de Engenharia da

UNESP – Campus de Bauru, para

obtenção do título de Mestre em

Engenharia Mecânica.

BAURU – SP

AGOSTO – 2008

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DIVISÃO TÉCNICA DE BIBLIOTECA E DOCUMENTAÇÃO

UNESP – BAURU

Miyahara, Vinicius Tadashi Pavão.

Avaliação das propriedades mecânicas e da mi-

croestrutura de aços dissimilares ABNT 8620 e

ABNT 6655 LN 28 soldados com arco pulsado com

com diferentes temperaturas de pré-aquecimento

e tipos de tecimento / Vinicius Tadashi Pavão

Miyahara, 2008.

ix, 99 f. il.

Orientador: Yukio Kobayashi.

Dissertação (Mestrado)– Universidade Estadual

Paulista. Faculdade Engenharia, Bauru ,2008.

Aço – Soldagem. 2. Pré-aquecimento. 3. Te-

cimento. 4. Microestrutura. 5. SAE 8620. I. Uni-

versidade Estadual Paulista. Faculdade de Enge-

nharia. II. Título.

Ficha catalográfica elaborada por Maricy Fávaro Braga – CRB-8 1.622

DEDICATÓRIA

Dedico a minha querida noiva e

companheira pela compreensão e ajuda

para que esse trabalho fosse concluído.

A minha avó, minha mãe, minha tia e

meu tio pelo apoio concedido durante toda

a minha formação escolar e acadêmica.

AGRADECIMENTOS

Agradeço a Deus por ter me dado saúde, disposição, tranqüilidade, sabedoria

e ajuda em todos os momentos que necessitei.

À minha noiva e companheira Evelin Aparecida Favarini, pela paciência e

apoio na elaboração desse trabalho.

A minha avó Teresinha Fernandes Pavão e a minha mãe Maria Creusa Pavão

Miyahara pelo esforço que fizeram para me proporcionar uma boa educação e

formação.

Ao Prof. Dr. Yukio Kobayashi pela orientação, empenho e colaboração nesta

dissertação e, fundamentalmente, pela amizade, compreensão e apoio durante

estes anos de trabalho.

Aos colegas de trabalho José Carlos, Leandro, Fabiano, Marco Aurélio e

Rafael que ajudaram muito na realização dos ensaios.

A empresa Máquinas Agrícolas Jacto que forneceu todos os recursos técnicos

que possibilitaram a realização desse trabalho.

Aos demais professores, funcionários e alunos da Faculdade de Engenharia

da UNESP – Campus de Bauru que colaboraram direta e indiretamente para a

realização deste trabalho.

“As injúrias devem ser feitas todas de uma

vez, a fim de que, tomando-se-lhes menos

o gosto, ofendam menos. E os benefícios

devem ser realizados pouco a pouco, para

que sejam mais bem saboreados.”

(Maquiavel)

RESUMO

O objetivo desse trabalho é analisar cientificamente a realidade encontrada no chão

de fábrica de uma empresa fabricante de equipamentos agrícolas comparada aos

cuidados teoricamente requeridos na soldagem MAG robotizada e MAG PULSADO

de dois aços dissimilares, sendo um aço comum ao carbono, o aço ABNT 6655

LN28, e o outro um aço de baixa liga, o aço SAE 8620. Recomenda-se da literatura

que na soldagem do aço SAE 8620 seja utilizado o pré-aquecimento, dessa forma

será então analisada a influência da temperatura de pré-aquecimento e do tecimento

na microestrutura e na resistência da junta soldada. Para esse objetivo serão

soldados vários corpos de prova sob diferentes temperaturas de pré-aquecimento e

condições de tecimento. Na análise será considerada a microestrutura resultante na

zona termicamente afetada composta pelo material SAE 8620 e a zona fundida, a

resistência a tração e ao impacto da junta soldada obtida no processo e a dureza na

zona termicamente afetada. Concluiremos que não é recomendável, no chão de

fábrica, utilizar-se de pré-aquecimento, corrente pulsada e fazer estudos

aprofundados quanto a influência do tecimento levando-se em conta que essas

variáveis não afetaram prejudicialmente a microestrutura e resistência da junta e

qualquer disposição em contrário encareceria desnecessariamente o processo.

Palavras-chave: Aço - Soldagem;Pré-aquecimento; Tecimento; Microestrutura; SAE

8620.

ABSTRACT

The objective of this work is to analyze the reality scientifically found in the ground of

factory of a manufacturing company of agricultural equipments compared to the

cares theoretically requested in the robotic GMAW e Pulsed of two dissimilar steels,

the ABNT LN28 steel and a low alloy steel, the SAE 8620 steel. It is recommended

of the literature that in the welding of the steel SAE 8620 the preheating is used, in

that way it will be analyzed the influence of the preheating temperature and of the

torch weaving movement in the microstructure and in the resistance of the welded

joint. For that objective they will be soldiers several test specimens under different

preheating temperatures and weaving movements conditions. In the analysis of the

resulting microstructure will be considered the heating affected zone composed by

the material SAE 8620 and the melted area and the resistance the traction of the

welded joint obtained in the process. We will conclude that it is not advisable, in the

factory ground, to use of preheating, pulsed current and to do deepened studies as

the influence of the torch weaving movement, being considered that those variables

didn't affect the microstructure and resistance of the welded joint prejudicially and

any disposition in opposite would endear the process unnecessarily.

Key-words: Steel – Welding; Preheating; Microstructure; Torch Weaving Movement;

SAE 8620.

Sumário.

Lista de Figuras.........................................................................................................

iii

Lista de Tabelas........................................................................................................

Lista de Abreviaturas e Siglas.................................................................................

1. Introdução..............................................................................................................

2. Objetivos................................................................................................................

3. Revisão Bibliográfica............................................................................................

3.1. Processo de Soldagem Robotizados MIG/MAG..................................................

3.1.1. Descrição do Processo.....................................................................................

3.1.2. Equipamentos utilizados no processo de soldagem robotizada MIG/MAG......

3.1.3. Variáveis do processo.......................................................................................

3.1.4. Gases de Proteção...........................................................................................

3.1.5. Arames para soldagem MIG/MAG....................................................................

3.1.6. Soldagem com Arco Pulsado............................................................................

3.1.7. Tecimento no processo de soldagem...............................................................

3.2. Metalurgia da Soldagem......................................................................................

3.2.1. Pré-aquecimento...............................................................................................

3.2.2. Propriedades do metal de solda.......................................................................

3.2.3. Microestrutura da Zona Fundida(Aços Baixo Carbono e Baixa Liga)...............

4. Materiais e Métodos..............................................................................................

4.1. Célula de Soldagem.............................................................................................

4.2. Dispositivo de Soldagem......................................................................................

4.3. Forno de Aquecimento.........................................................................................

4.4. Pirômetro..............................................................................................................

4.5. Multímetro............................................................................................................

4.6. Lixadeira...............................................................................................................

4.7. Consumíveis de Soldagem..................................................................................

4.8. Material base e corpos de prova..........................................................................

4.9. Método experimental............................................................................................

4.10. Ensaio de Tração...............................................................................................

4.11. Ensaio de Impacto.............................................................................................

4.12. Ensaio de Dureza...............................................................................................

4.13. Tratamentos estatísticos....................................................................................

5. Resultados e discussão.......................................................................................

6. Conclusão..............................................................................................................

7. Trabalhos Futuros.................................................................................................

8. Referências Bibliográficas...................................................................................

iii

Lista de Figuras.

Figura 3. 1 – Processo de soldagem MIG/MAG (Costa, 2003)...................................

Figura 3.2 – Desenho esquemático dos principais equipamentos utilizados no

processo de Soldagem Robotizado MIG/MAG. (Motoman, 1995)............................

Figura 3.3 – Esquema de uma célula de soldagem com manipulador (robô) de 07

graus de liberdade.................................................................................................

Figura 3.4 – Principais componentes de uma tocha de soldagem............................

Figura 3.5 – Diagrama esquemático de uma onda do tipo corrente pulsada

(modenesi, 2001).....................................................................................................

Figura 3.6 - Padrões de movimentação do arame (Modenesi, 2004).......................

Figura 3.7 - Ciclo térmico de soldagem (Modenesi,2004)..........................................

Figura 3.8 – Repartição térmica de uma solda (Modenesi, 2004)..............................

Figura 3.9 - As técnicas de soldagem de (a) trançar e (b) filetar (Meyer, 2001)........

Figura 3.10 - Caminhos do fluxo de calor em juntas de topo e em ângulo

(Machado, 1998)....................................................................................................

Figura 3.11 - Estrutura Martensítica em aço baixo carbono baixa Liga (Jiang,

2005).....................................................................................................................

Figura 3.12 – Estrutura Martensítica Revenida em aço baixo carbono baixa liga

(Jiang, 2005)..........................................................................................................

Figura 4.1 – Esquema da célula de Soldagem Robotizada ArcWorld 1000...............

Figura 4.2 – Fonte de Soldagem Hobart ARC-MASTER 351.....................................

Figura 4.3 – Curva V x A do modo MAG da fonte Hobart ARC-MASTER 351 –

(Thermadyne, 1996)....................................................................................................

Figura 4.4 – Robô Motoman modelo K6....................................................................

Figura 4.5 – Dispositivo de Soldagem........................................................................

Figura 4.6 – Dimensões do corpo de prova de soldagem.........................................

Figura 4.7 – Dimensões da junta...............................................................................

Figura 4.8 – Corpo de prova de Micrografia..............................................................

Figura 4.9 – Corpo de prova para ensaio de tração..................................................

Figura 4.10 – Corpo de prova para ensaio de impacto...............................................

Figura 4.11– Corpo de prova para ensaio de dureza................................................

Figura 4.12 – Operação de soldagem dos corpos de prova.......................................

Figura 4.13 – Seqüência de passes utilizada no processo de soldagem dos corpos

de prova......................................................................................................................

Figura 4.14 – Medição de temperatura interpasses....................................................

Figura 4.15 – Processo de eliminação de não conformidades na soldagem dos

corpos de prova...........................................................................................................

Figura 4.16 – Corpo de prova pronto para ser pré-aquecido......................................

Figura 4.17 – Corpo de prova posicionado no dispositivo de soldagem.....................

Figura 4.18 – Travas do corpo de prova.....................................................................

Figura 4.19 – Corpo de prova após a execução do primeiro passe de soldagem ou

passe de raiz...............................................................................................................

Figura 4.20 – Corpo de prova após a execução dos passes de soldagem de 02 a

10.........................................................................................................................

Figura 4.21 – Corpo de prova após a execução do 11° passe de soldagem ou

enchimento de raiz......................................................................................................

Figura 4.22 – Corpo de prova para ensaio de tração.................................................

Figura 4.23 – Corpo de prova para ensaio de micrografia..........................................

Figura 4.24 – Máquina de ensaio de tração................................................................

Figura 4.25 – Ensaio de Tração..................................................................................

Figura 5.1 – Micrografia A de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e

tecimento ZIGZAG...................................................................................................

Figura 5.2 – Micrografia B de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e

tecimento ZIGZAG...................................................................................................

Figura 5.3 – Micrografia A de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e

tecimento VAIVEM...................................................................................................

Figura 5.4 – Micrografia B de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e

tecimento VAIVEM...................................................................................................

Figura 5.5 – Micrografia A de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e

sem tecimento..........................................................................................................

Figura 5.6 – Micrografia B de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e

sem tecimento..........................................................................................................

Figura 5.7 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e com tecimento ZIGZAG................................................

Figura 5.8 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e com tecimento ZIGZAG..............................................

Figura 5.9 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e com tecimento VAIVEM..............................................

Figura 5.10 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e com tecimento VAIVEM..............................................

Figura 5.11 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e sem tecimento.............................................................

Figura 5.12 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e sem tecimento.............................................................

Figura 5.13 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e com tecimento ZIGZAG................................................

Figura 5.14 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e com tecimento ZIGZAG................................................

Figura 5.15 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e com tecimento VAIVEM................................................

Figura 5.16 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e com tecimento VAIVEM................................................

Figura 5.17 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e sem tecimento.............................................................

Figura 5.18 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e sem tecimento..............................................................

Figura 5.19 – Resumo das interações da média do limite de Resistência à tração

(kgf/mm2) x Temperatura.......................................................................................

Figura 5.20 – Resumo das interações da média da Tenacidade (J) x

Temperatura........................................................................................................

Figura 5.21 – Resumo das interações da média da Dureza do aço SAE 8620 (Hv5)

x Temperatura........................................................................................................

Figura 5.22 – Resumo das interações da média da Dureza do aço LN28 (Hv5) x

Temperatura.........................................................................................................

Lista de Tabelas.

Tabela 4.1 – Parâmetros utilizados na fonte de soldagem.......................................

Tabela 4.2 – Parâmetros de soldagem utilizados com os corpos de prova soldados

à temperatura ambiente..............................................................................................

Tabela 4.3 – Parâmetros de soldagem utilizados com os corpos de prova soldados

à temperatura de pré-aquecimento de 120 °C............................................................

Tabela 4.4 – Parâmetros de soldagem utilizados com os corpos de prova soldados

à temperatura de pré-aquecimento de 220 °C............................................................

Tabela 5.1 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 01 – Tecimento tipo ZIGZAG sem pré-aquecimento.................................

Tabela 5.2 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 02 – Tecimento tipo VAIVEM sem pré-aquecimento.................................

Tabela 5.3 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 03 – Sem Tecimento e sem pré-aquecimento...........................................

Tabela 5.4 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 04 – Tecimento tipo ZIGZAG e pré-aquecido a 120 °C.............................

Tabela 5.5 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 05 – Tecimento tipo VAIVEM e pré-aquecido a 120 °C.............................

Tabela 5.6 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 06 – Sem Tecimento e pré-aquecido a 120 °C.........................................

Tabela 5.7 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 07 – Tecimento tipo ZIGZAG e pré-aquecido a 220 °C............................

Tabela 5.8 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 08 – Tecimento tipo VAIVEM e pré-aquecido a 220 °C............................

Tabela 5.9 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 09 – Sem Tecimento e pré-aquecido a 220 °C..........................................

Tabela 5.10 – Tabela para análise de variância global...............................................

Tabela 5.11 – Saída de dados da Análise de Variância Global..................................

Tabela 5.12 – Limite de resistência à tração no processo ZIGZAG x temperatura

de pré-aquecimento................................................................................................

Tabela 5.13 – Saída de dados da Análise de Variância Processo ZIGZAG x

Temperaturas..............................................................................................................

Tabela 5.14 – Limite de resistência à tração no processo VAIVEM x temperatura

de pré-aquecimento...............................................................................................

Tabela 5.15 – Saída de dados da Análise de Variância Processo VAIVEM x

Temperaturas..............................................................................................................

Tabela 5.16 – Limite de resistência à tração no processo CONTÍNUO x

vii

temperatura de pré-aquecimento............................................................................

Tabela 5.17 – Saída de dados da Análise de Variância Processo CONTÍNUO x

Temperaturas..............................................................................................................

Tabela 5.18 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura Ambiente x

Processos....................................................................................................................

Tabela 5.19 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura Ambiente x

Processos ............................................................................................................

Tabela 5.20 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura 120°C x

Processos.............................................................................................................

Tabela 5.21 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura Pré -

aquecimento120°C x Processos...............................................................................

Tabela 5.22 – Saída de dados da Análise de Variância Temperaturas 220°C x

Processos.............................................................................................................

Tabela 5.23 – Saída de dados da Análise de Variância Temperaturas Pré-

aquecimento 220°C x Processos................................................................................

Tabela 5.24 – Dados para análise de variância Global dos resultados do ensaio de

tenacidade...................................................................................................................

Tabela 5.25 – Saída de dados para a análise de variância global dos resultados do

ensaio de tenacidade..................................................................................................

Tabela 5.26 – Tenacidade média em função da temperatura de pré-aquecimento...

Tabela 5.27 – Dados para análise de variância global das médias dos ensaios de

dureza na ZTA do aço SAE 8620...............................................................................

Tabela 5.28 – Saída de dados para a análise de variância global dos resultados do

ensaio de dureza na ZTA do aço SAE 8620............................................................

Tabela 5.29 – Tabela para análise de variância do processo ZIGZAG x

Temperaturas.........................................................................................................

Tabela 5.30 – Saída de dados da Análise de Variância do processo ZIGZAG x

Temperaturas, dureza na ZTA do aço SAE 8620.......................................................

Tabela 5.31 – Tabela para análise de variância do processo VAIVEM x

Temperatura...............................................................................................................

Tabela 5.32 – Saída de dados da Análise de variância do processo VAIVEM x

Temperaturas, dureza na ZTA do aço SAE 8620.....................................................

Tabela 5.33 – Tabela para análise de variância do processo CONTÍNUO x

Temperaturas.........................................................................................................

Tabela 5.34 – Saída de dados da Análise de variância do processo CONTÍNUO x

Temperaturas, dureza na ZTA do aço SAE 8620.......................................................

Tabela 5.35 – Tabela para análise de variância Temperatura Ambiente x

Processos....................................................................................................................

Tabela 5.36 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura Ambiente x

viii

Processos, dureza na ZTA do aço SAE 8620............................................................

Tabela 5.37 – Tabela para análise de variância Temperatura x Processos...............

Tabela 5.38 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura Pré-

aquecimento de 120°C x Processos, dureza na ZTA do aço SAE 8620................

Tabela 5.39 – Tabela para análise de variância Temperatura x Processos..............

Tabela 5.40 – Saída de dados da Análise de Variância Temperaturas Pré-

aquecimento 220°C x Processos, dureza na ZTA do aço SAE 8620.........................

Tabela 5.41 – Dados para análise de variância global das médias dos ensaios de

dureza (Hv

) na ZTA do aço LN 28.............................................................................

Tabela 5.42 – Saída de dados para a análise de variância global dos resultados do

ensaio de dureza na ZTA do aço LN 28.....................................................................

Tabela 5.43 – Dureza média na ZTA do aço LN 28 em função dos processos..........

Lista de Abreviaturas e Siglas

A Amperagem

ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas

ANOVA Análise de variância

Ar Argônio

AVC Controle automático de tensão (Automatic Voltage Control Mode)

AWS American Welding Society

CE Carbono equivalente

Dióxido de carbono

CC Corrente contínua

E Tensão

H Aporte térmico

He Hélio

I Corrente eletrica (A)

Ib Corrente de base (A)

Ip Corrente de pico (A)

IIW Instituto Internacional de Soldagem (Internacional Institute of Welding)

MIG Metal inert gas

MAG Metal active gas

S Velocidade de soldagem

STD Modo padrão (Standard Mode)

SAE Society Automotive Engineer

T Tempo (ms)

TIG Tungsten inert Gas

Tp Tempo de pico (ms)

Tb Tempo de base (ms)

ZTA Zona termicamente afetada

1 – Introdução.

A soldagem MIG/MAG é um dos processos de união metálica mais

utilizada na indústria, o mesmo foi baseado no processo TIG e iniciou-se em 1948

devido a necessidade de um processo capaz de controlar o fornecimento de calor

na soldagem de alumínio (Miller Electric, 1962), a partir de 1951 passou a ser

utilizado na soldagem de aço carbono (Moino, 1991) e desde então sua aplicação

nas indústrias é cada vez maior.

Aliado ao crescimento do processo de soldagem MIG/MAG, hoje no

Brasil, a robotização apresenta-se como uma técnica alternativa e capaz de

revigorar a competência produtiva e qualitativa da soldagem a arco elétrico com

proteção gasosa, tornando o processo de soldagem MIG/MAG robotizado um dos

processos de maior interesse na indústria seriada de equipamentos pesados

(Tremonti, 2000).

Na indústria, o processo MIG/MAG robotizado é um dos processos

mais utilizados na fabricação de componentes como chassis, barras de

pulverização, caçambas, retro escavadeiras, eixos e outros.

Com o advento de novas exigências técnicas para utilizações cada vez

mais severas, esses produtos têm incorporado em sua composição materiais cada

vez mais resistentes e por sua vez com maior exigência por cuidados dentro do

processo de fabricação. Cuidados esses que vão em direção oposta a necessidade

de produtividade e redução de custos requeridos nos processos de fabricação

seriada.

O aço SAE 8620 é um aço Cr-Ni-Mo, portanto suscetível à formação

de estruturas martensíticas quando submetido a aquecimento e resfriamento rápido,

como é característico da operação de soldagem.

É indicado o pré-aquecimento de no mínimo a 40°C e controle de

temperatura interpasses para espessuras máximas de 12,7 mm. Para espessuras

de 12,7 mm a 25,4 mm a temperatura seria de 95°C a 150°C e para espessuras

entre 25,4 mm e 50,8 mm a temperatura seria de 120°C a 175°C (Winsor, 1993).

Portanto, sabe-se da literatura que mesmo na soldagem de aços de

baixa liga seria recomendável o pré-aquecimento do material, porém na realidade

diária da produção nenhum cuidado especial é utilizado na soldagem desses

metais.

Na indústria de implementos agrícolas o aço SAE 8620 é utilizado na

fabricação de vários componentes, principalmente em peças com soldagem

dissimilares com o aço ABNT 6655 LN 28.

Dessa forma foram feitas a comparação das propriedades mecânicas e

características microestruturais de juntas soldadas obtidas sem pré-aquecimento e

aquecimento interpasses e as obtidas utilizando-se da temperatura de pré-

aquecimento recomendada pela literatura. Além disso, foram comparadas as

mesmas características utilizando-se diferentes métodos de tecimento similares aos

utilizados no chão de fábrica.

2 – Objetivos.

O objetivo desse trabalho é analisar cientificamente uma condição

encontrada no chão de fábrica comparada aos cuidados teoricamente requeridos na

soldagem de dois aços dissimilares, sendo um aço comum ao carbono, o aço ABNT

6655 LN28, e o outro um aço de baixa liga, o aço SAE 8620.

Também foram analisados o efeito das variações das condições de

tecimento e temperatura de pré-aquecimento sobre as propriedades mecânicas e

microestruturais da zona termicamente afetada do aço de maior temperabilidade.

Para uma melhor conclusão dos dados foram utilizados métodos

estatísticos.

Os resultados dos métodos estatísticos indicarão qual condição de

tecimento e temperatura de pré-aquecimento é mais indicado para utilizar no chão

de fábrica sem comprometer a integridade mecânica da junta.

3 – Revisão Bibliográfica.

3.1 – Processos de Soldagem robotizados MIG/MAG.

3.1.1 – Descrição do Processo.

O processo de soldagem robotizado MIG/MAG é considerado um processo

de soldagem automático, pois o metal de adição ou arame de soldagem é

alimentado continuamente através do cabeçote e o robô controla o posicionamento

e velocidade de avanço da tocha durante as operações de soldagem, mantendo-se

constantes variáveis previamente programadas como a velocidade de soldagem,

tecimento, extensão do eletrodo (stick-out) e posição da tocha.

Além do arame são utilizados gases inertes ou ativos para proteger a região

de solda. A Figura 3.1 ilustra o processo.

Figura 3.1 – Processo de soldagem MIG/MAG (Costa, 2003).

Neste processo, a fonte de energia fornece tensão (voltagem) constante e

corrente (amperagem) retificada.

O ajuste de amperagem é feito variando-se a velocidade de alimentação do

arame. Quanto maior esta velocidade, maior a corrente que a fonte fornece para

fundir o arame eletrodo.

O ajuste de tensão é feito na fonte, e esta variável é que vai fornecer a

energia necessária para gerar uma quantidade de corrente compatível com a

velocidade de arame selecionada. Para uma tensão de trabalho definida, existe uma

velocidade de arame que torna o arco e a transferência metálica mais estável com

pouca geração de respingos.

No processo MIG/MAG trabalha-se com polaridade reversa, isto é, o arame

de soldagem está ligado na polaridade positiva e a peça-obra ligada na polaridade

negativa (Brandi, 1992).

3.1.2 – Equipamentos utilizados no processo de soldagem robotizada MIG/MAG.

Os principais equipamentos do sistema de soldagem robotizada MIG/MAG

são a máquina de soldar (fonte de energia), a unidade de alimentação do arame de

soldagem com seus controles e a tocha de soldagem com sua unidade de

refrigeração. O sistema de alimentação de gás de proteção, o qual pode ser em

cilindros ou rede de gás, e o manipulador ou robô de soldagem com sua respectiva

unidade de controle e programação também fazem parte do sistema. Esses

equipamentos podem ser visualizados na Figura 3.2 e serão discutidos

separadamente na seqüência.

Figura 3.2 – Desenho esquemático dos principais equipamentos utilizados no

processo de soldagem robotizado MIG/MAG. (Motoman, 1995).

Fontes de Energia. Atualmente existem dois tipos básicos de fontes de

soldagem para o processo de soldagem MIG/MAG: as fontes convencionais e as

fontes pulsadas.

As fontes convencionais fornecem correntes contínuas cujo valor é

praticamente constante no decorrer do tempo. Sua principal característica é a auto-

regulagem do arco elétrico com a variação da distância entre o bico de contato e a

peça, logo é chamada de fonte de corrente a potencial constante, existem hoje

inclusive estudos onde se usam algoritmos para detectar a variação do arco e

corrigir possíveis defeitos (Quinn, 1999).

As fontes pulsadas fornecem correntes contínuas, ou retificada, mas sua

intensidade varia no decorrer do tempo entre uma corrente de pico e uma corrente

de base, a transferência da gota é feita quando a corrente atinge o valor de pico.

Essas fontes propiciam soldas de alta qualidade e acabamento, sendo indicadas

para soldagem de alumínio, aço inoxidábel e aços carbono onde a estrutura é de

responsabilidade como, por exemplo, na soldagem de vasos de pressão.

Ao escolher uma fonte de soldagem um fator importante a considerar é o

ciclo de trabalho, uma fonte que, por exemplo, tem ciclo de trabalho de 300A a 60%,

em um período de 10 min pode operar com arco aberto por 6 min (Grist, 1993).

Unidade de alimentação de arame. A unidade de alimentação de arame ou

cabeçote leva o arame de soldagem ou metal de adição desde o carretel ou barrica

até o arco de soldagem através da tocha de soldagem e seus cabos, ele inclui todos

os sistemas de controle da velocidade de arame e da passagem do gás de

proteção. Diferentes tipos de roldanas de tração podem ser montadas de acordo

com o diâmetro e o tipo de arame usado, as mais comuns são as com canais

recartilhados usados para arame tubular, as com canais em U para arame de

alumínio e as com canal em V para a soldagem de arame sólido. No sistema de

soldagem MIG/MAG robotizado o cabeçote é montado sobre o Robô.

Manipulador ou robô. Os robôs utilizados para o processo de soldagem são

manipuladores programáveis com geralmente 6 graus de liberdade e com

capacidade de carga específica para carregar uma tocha de soldagem (6 kg em

média). Geralmente os robôs de soldagem são montados em bases fixas á frente

dos dispositivos de soldagem e seus posicionadores, porém existem robôs que

podem ter mais graus de liberdade, através de carros que podem deslocar o robô

em um eixo coordenado em relação a peça, como o mostrado na Figura 3.3. A

posição de montagem dos mesmos pode ser normal ou invertida (em cima da peça)

de maneira a facilitar o acesso a todas as juntas de soldagem. Existem robôs que

possuem sensores que poderiam estar checando a posição relativa entre os

componentes da junta e fazer pequenas correções de posicionamento para evitar

falhas de soldagem.

Os controladores dos robôs já são munidos com diversas configurações de

movimentos padronizados para executar soldagens com diversas configurações de

tecimento.

A maior vantagem da utilização dos robôs no processo de soldagem é a

garantia da constância da velocidade de soldagem, posição da tocha e da distância

bico de contato peça durante todo o processo e conforme previamente programado.

É claro que se pode programar soldagens cujos itens já citados podem ser variados

durante o processo, porém sob escolha do programador. O único inconveniente é

que se deve garantir o perfeito alinhamento entre o caminho percorrido pela tocha

de soldagem e o eixo da junta a ser soldada, porém muitos sistemas têm sido

desenvolvidos para monitorar o processo e garantir boa soldagem mesmo com

variações da junta (Alfaro, 2003).

Outras vantagens como produtividade e eliminação de processos

desconfortáveis ao operador como soldagem pesada também têm levado a escolha

pelo processo de soldagem robotizado.

Figura 3.3 – Esquema de uma célula de soldagem com manipulador (robô) de 07

graus de liberdade.

Tocha de soldagem e componentes. A tocha de soldagem utilizada no

processo de soldagem MIG/MAG robotizada é uma tocha refrigerada a água,

levando-se em conta que os sistemas robotizados são projetados para trabalhar em

altos ciclos de trabalho. A tocha de soldagem para executar sua função básica de

manter o arco-elétrico e levar o arame de soldagem continuamente à poça de fusão

é composta por vários itens como pode ser observado na Figura 3.4. Algumas

tochas podem conter em seu corpo sua própria unidade de assistência ao

tracionamento de arame (Holliday, 1993).

Figura 3.4 – Principais componentes de uma tocha de soldagem.

3.1.3 – Variáveis do processo.

As variáveis de soldagem são os fatores que podem ser ajustados para

controlar uma solda. Para obter os melhores resultados no processo de soldagem, é

necessário conhecer o efeito de cada variável sobre as diversas características ou

propriedades da solda.

Certas variáveis que podem ser continuamente reguladas e facilmente lidas

constituem controles melhores que aquelas que não podem ser medidas ou só

podem ser modificadas por degraus. De acordo com esta característica, as variáveis

de soldagem são divididas em três grupos: as variáveis pré-selecionadas, as

variáveis primárias e as variáveis secundárias de ajuste.

As variáveis pré-selecionadas para este processo são: o diâmetro e o tipo de

arame, o tipo de gás de proteção e sua vazão; sendo que estas não permitem bons

controles na soldagem; elas são principalmente determinadas pelo tipo de material

soldado, a sua espessura, a posição de soldagem, o regime de deposição desejado

e as propriedades mecânicas necessárias.

As variáveis primárias controlam o processo depois que as variáveis pré-

selecionadas foram determinadas; elas controlam a formação do cordão, a

estabilidade do arco, o regime de deposição e a qualidade da solda. Estas variáveis

são: a tensão do arco, a corrente de soldagem e a velocidade de avanço.

As variáveis secundárias, que também podem ser modificadas de maneira

contínua, são, às vezes, difíceis de medir com precisão, elas constituem desta

forma, controles simples, especialmente em soldagem automática. Elas não afetam

diretamente a formação do cordão, mas agem sobre uma variável primária que, por

Bocal

Bico de Contato

Guia Espiral

Difusor do Gás

sua vez, provoca certa modificação na formação do cordão. Estas variáveis são: a

extensão do eletrodo (“stick-out”), o ângulo do bocal e a velocidade de alimentação

do arame.

A extensão do eletrodo (“stick-out”) é a distância entre o último ponto de

contato elétrico, normalmente a extremidade do bico de contato, e a peça de

trabalho.

O ângulo do bocal é a posição da tocha de soldagem com relação à junta,

esta posição é definida por dois ângulos (transversal e longitudinal). O ângulo

transversal é dado pela posição da tocha e da junta num plano perpendicular á

direção de avanço. Nas soldas de ângulo, o ângulo transversal é normalmente igual

à metade do ângulo formado pelas peças a soldar; nas soldas de topo, ele é de 90°

em relação à superfície das peças.

O ângulo longitudinal é o ângulo entre a linha de centro da pistola e uma linha

perpendicular ao eixo da solda; é este ângulo que é dado como ângulo do bocal.

3.1.4 - Gases de Proteção.

A função primária dos gases de proteção é proteger o arame, a poça de

fusão e o arco contra efeitos nocivos do ar atmosférico. Em certos casos, a raiz de

solda é protegida contra os efeitos nocivos do ar atmosférico com o uso do gás de

proteção de raiz.

Dentre os principais gases de proteção utilizados no processo de soldagem

MIG/MAG temos o Argônio (Ar) e o Hélio (He), os quais são considerados

metalurgicamente inertes (não reativos), além do Dióxido de Carbono (CO

) e o

Nitrogênio (N

) que são considerados metalurgicamente ativos (reativos). Alguns

gases são utilizados puros, misturados entre si ou com Oxigênio ou Hidrogênio.

Ao fazer a escolha de um gás de proteção, devem ser considerados os

seguintes fatores: processo de solda, metal base, estabilidade do arco, tipo de

transferência do metal, velocidade de soldagem, espessura da chapa, penetração,

geometria do cordão e acabamento.

Para que o efeito do gás de proteção seja o desejado, o fluxo deverá ser

ajustado corretamente. Fluxo muito baixo resulta em superfície de solda

freqüentemente oxidada. Se o fluxo de gás for muito alto, o mesmo resultado será

obtido devido à turbulência na saída do bocal, que succiona o ar ambiente para o

arco.

Os gases de proteção influenciam a penetração, quantidade de respingos,

acabamento, queima de elementos de liga, tipo de transferência e outros.

Uma das misturas mais utilizadas é a mistura argônio-dióxido de carbono,

nesse caso a mistura é considerada ativa. A adição de pequenos teores de gases

ativos aos gases inertes tem como função a alteração do contorno do cordão,

diminuir a ocorrência de respingos e de mordedura e aumentar a penetração. A

quantidade de gás ativo adicionado depende da geometria da junta, da posição de

soldagem e da composição do metal base. O CO

é usado exclusivamente para a

soldagem de aços-carbono e aços de baixa liga. As vantagens de seu uso são seu

baixo custo e elevadas penetração e velocidade de soldagem. Porém pode gerar

excesso de respingos e porosidades. A adição de argônio ao CO

encarece a

mistura, mas melhora o acabamento da soldagem, diminui a quantidade de

respingos e auxilia na soldagem de chapas finas devido a diminuição da

temperatura do arco. Ainda em relação à mistura CO

e argônio, ao aumentar-se o

nível de CO

aumentam-se a instabilidade do arco e após um nível de 30% de CO

o comportamento do arco seria o mesmo de soldar com CO

puro (Kunrath, 2004).

Nas soldagens de aço baixo carbono, misturas ricas em argônio possibilitam

valores mais elevados de tenacidade, tanto a altas quanto a baixas temperaturas,

provavelmente devido aos reduzidos teores de oxigênio absorvidos pelo metal de

solda e a presença de uma maior quantidade de ferrita acicular (Gomes, 2001). No

tocante a resistência a tração, escoamento e alongamento, não existem diferenças

substanciais com variação das misturas de proteção (Canto, 1991).

O argônio promove uma fácil abertura do arco e operação estável. Também

pode ser usado em processos onde a distorção do metal base precisa ser

controlada (Lyttle, 1993).

3.1.5 - Arames para a soldagem MIG/MAG.

Os arames para a soldagem MIG/MAG são sólidos com diâmetros de 0,6 a

1,6 mm. Utilizando-se o mesmo equipamento da soldagem MIG/MAG pode-se

utilizar arames tubulares com diâmetro de até 2,4mm. Estes arames possuem em

seu interior um fluxo semelhante ao utilizado em eletrodos revestidos. Esta

característica tem como objetivo aumentar a produtividade e produzir metais de

solda com propriedades físico-químicas bem específicas, ampliando o campo de

aplicação dos equipamentos do processo. Estudos mostraram que ao utilizar-se de

parâmetros de soldagem adequados para cada consumível, arames alma metálica

de 1,2 mm de diâmetro apresentaram uma maior taxa de deposição que o arame

sólido de 1,2 mm de diâmetro (Araújo, 2004).

Atualmente existe uma gama muito grande de tipos de arame para o

processo, que seguem especificações como as ditadas pela AWS (Sociedade

Americana de Soldagem), uma das mais utilizadas.

Os arames para soldagem são constituídos de metais ou ligas metálicas que

possuem composição química, dureza, condições superficiais e dimensões bem

controladas. As más qualidades em termos destas propriedades citadas podem

produzir falhas de alimentação, instabilidade do arco e descontinuidades no cordão

de solda.

Arames sólidos de aço carbono geralmente recebem uma camada superficial,

de cobre com o objetivo de melhorar seu acabamento superficial e seu contato

elétrico com o bico de cobre. Os arames de aço usados com proteção de CO

contêm maiores teores de Silício e Manganês em sua composição, devido a sua

ação desoxidante.

A seleção do arame a ser utilizado em uma dada operação, é feita em

termos da composição química do metal de base, do gás de proteção a ser usado e

da composição química e propriedades mecânicas desejadas para a solda.

O arame de soldagem escolhido deve proporcionar um depósito ou junta

soldada com características mecânicas iguais ou superiores as características do

metal de base (Lincoln, 1998).

3.1.6 – Soldagem com Arco Pulsado.

Na Figura 3.5 pode-se visualizar o formato teórico de uma onda por corrente

pulsada. A corrente de base serve principalmente para manter o arco aberto e

promover a limpeza catódica do metal de base, mas insuficiente para promover a

transferência metálica. Já a corrente de pico é estabelecida para passar o valor

crítico, e assim proporcionar o desprendimento do metal. Além disto, o seu valor e o

tempo de duração é tal que a cada pulso pode ocorrer o destacamento de uma única

gota de diâmetro igual ou menor que o diâmetro do eletrodo.

Figura 3.5 - Diagrama esquemático de uma onda do tipo corrente pulsada

(Modenesi, 2004).

Conforme NEEDAHAM e CARTER (1965), a mais importante característica do

processo de soldagem com corrente pulsada é que os níveis de corrente usados

para se obter as mesmas taxas de deposição do material do eletrodo obtidas em

corrente contínua são bem menores, permitindo menores aportes térmicos, melhor

qualidade microestrutural e menor consumo energético, comparado a outros

processos.

Para ALLUM (1985), existe uma grande variedade de aplicações para os

sistemas modernos a arco pulsado. Podem ser unidos por esse processo tanto

materiais ferrosos e não ferrosos, abrangendo uma vasta gama de materiais,

incluindo alumínio e muitas outras ligas, aços ao carbono-manganês e inoxidáveis.

BOSWORTH (1991) acrescenta que a transferência por spray proporciona a

mesma eficiência térmica da corrente contínua, em torno de 85%, com exceção da

transferência por curto-circuito (em torno de 95%).

Outro ponto importante a ser observado é a geração de ruídos, onde

CASTNER e SINGH (1997) relatam que o nível de ruído depende do tipo de

transferência metálica, tipo de onda e intensidade de corrente e tensão de

soldagem. Para os processos de soldagem em corrente contínua e corrente pulsada,

Onde:

I = corrente elétrica (A);

Ip = corrente de pico (A);

Ib = corrente de base (A);

t = tempo (ms);

Tp = tempo de pico (ms);

Tb = tempo de base (ms).

os ruídos produzidos possuem a mesma intensidade para transferência globular ou

spray, não obstante a qualidade dos ruídos obtida com corrente pulsada encontra-se

dentro de limites menos nocivos ao ouvido humano. E ainda, a otimização dos

parâmetros de pulso tende a melhorar a qualidade sonora durante a soldagem.

TAKEUCHY e SINODA (1991) destacam que utilizando o processo de

soldagem com corrente pulsada, ocorre uma pequena formação de salpicos.

ALCAN (1992) afirma que a definição dos corretos parâmetros de pulso,

corrente pico, corrente de base, tempo de pico e tempo de base, sendo que o tempo

de pico e o tempo de base definem a freqüência de pulso, são responsáveis pela

obtenção do tipo de transferência ideal. Destaca ainda, que o volume da gota

destacada por pulso é proporcional a relação entre a taxa de alimentação do arame,

corrente média e a freqüência de pulso.

Conforme ALCAN (1992) e AMIM (1983) existe uma dificuldade em definir, na

prática, os valores dos parâmetros de pulso aplicáveis a um determinado trabalho e

com isso, normalmente, a determinação destes valores se dá por tentativa e erro.

Isto ocorre devido às variáveis estarem correlacionadas, onde para uma

determinada velocidade de alimentação do arame, tanto a corrente de pico como a

corrente de base e o tempo de permanência nestas correntes, que juntos

determinam a magnitude do pulso, devem ser ajustados de tal foram que ocorra o

destacamento de uma gota por pulso. Além disso, a corrente média calculada,

utilizando-se os parâmetros de pulso juntos, deve fornecer uma taxa de fusão que se

equipare com a velocidade de alimentação do arame, de forma a manter o

comprimento do arco constante. Caso a magnitude seja insuficiente, não ocorrerá

concordância entre o destacamento e os pulsos, acarretando instabilidade na

transferência, e conseqüentemente defeitos de solda, entre eles, penetração

irregular, falta de fusão e mordeduras, etc.

O método de aproximação teórica é utilizado para solucionar os problemas

descritos acima, onde se estima a faixa completa de parâmetros de pulsação

relativos a qualquer velocidade de alimentação do arame, para uma determinada

liga e dimensões do material. O método é descrito abaixo:

 Critério de fusão – a velocidade de alimentação do arame deve ser balanceada

com a taxa de fusão, a fim de que o comprimento do arco seja mantido constante.

 Critério da transferência metálica – a transferência metálica do tipo pulverização

ou spray deve ser obtido mesmo a baixas velocidades de alimentação do arame, a

qual, caso contrário, resultaria numa transferência tipo globular.

 Critério estabilidade do arco – a corrente de base deve manter um valor limite

mínimo para manter o arco estável, pois para valores abaixo desse limite o arco se

extingue.

3.1.7 - Tecimento no processo de soldagem.

A movimentação trançada ou oscilação lateral do arame de soldagem

(tecimento) durante a solda é usada quando é necessário um cordão espalhado ou

trançado. Cordões trançados são normalmente usados quando são feitas soldas de

topo e de ângulo.

O trançamento (tecimento) pode ser feito em vários padrões dependendo do

tipo de solda, da preparação da junta e da habilidade do soldador. A Figura 3.6

mostra diferentes padrões de trançamento que são utilizados pelos soldadores para

produzir boas soldas. Os formatos mostrados na Figura 3.6 (a e i) são os mais

usados em soldagens de topo. Os padrões de trançamento para soldas de ângulo

dados na Figura 3.6 (d e g) são os mais apropriados.

Figura 3.6 - Padrões de movimentação do arame (Modenesi, 2004).

Os padrões (a) (c) e (e) são usados onde mais calor é necessário ser aplicado

em ambos os lados da junta; o padrão (b) é particularmente adequado para chapa

grossa. O padrão (f) é particularmente adequado quando mais calor deve ser

aplicado a uma borda enquanto os padrões (g) e (h) são úteis quando o calor deve

ser aplicado no meio da solda.

Para obter um cordão consistente é essencial que o balanço do movimento de

tecimento seja mantido constante. Pode-se obter uma solda correta, com penetração

e de alta qualidade somente se os movimentos do soldador forem bem controlados e

só se consegue isso através da prática e experiência.

Porém é importante dizer que quando se impõe o movimento de tecimento à

tocha de soldagem, como é usual no passe de raiz, há também variação na

freqüência de transferência de gotas, que ocasiona a variação da corrente e tensão

de soldagem, surgindo a tendência à falta de fusão ou excessiva fluidez da poça e

diminuição do reforço da raiz. Ainda quanto ao passe de raiz, variações na abertura

de raiz também podem afetar o processo, mas estudos foram feitos soldando-se

chapas de topo de até 15 mm de espessura onde aberturas de raiz variando de 0

até 6mm não afetaram significativamente a resistência da junta (Jang, 2001).

Em soldagem robotizada, existem programas pré-definidos de tecimento que

podem ser escolhidos conforme a necessidade do processo e que, em função da

estabilidade do manipulador, eliminam os inconvenientes do tecimento realizado

manualmente o qual depende muito da habilidade e experiência do soldador.

Durante o movimento de oscilação podem ser observadas variações no

comprimento do arco, resultando então em variações de tensão proporcionais as

quais podem ser percebidas geralmente no centro da junta e nas bordas, essas

oscilações podem implicar em diferenças nas características do cordão em

diferentes regiões da junta soldada, estudos mostraram que a amplitude da

oscilação deve ser relacionada com o diâmetro do arame e valores ótimos foram

encontrados quando a amplitude da oscilação ficou entre 2,0 e 2,5 vezes o diâmetro

do arame de soldagem (Kim, 2005).

3.2 – Metalurgia da Soldagem.

3.2.1 – Pré-aquecimento.

Tratamentos térmicos raramente são requeridos para aços de baixo carbono

ou estruturais, embora sejam ocasionalmente empregados para evitar empenamento

ou para garantir baixa dureza e facilitar a usinagem. Na seqüência será descrito o

tratamento denominado de pré-aquecimento.

Pré-aquecimento. Os metais em sua maioria são bons condutores de calor.

Conseqüentemente o calor na região de soldagem é rapidamente escoado por toda

a massa envolvida no processo, acarretando um resfriamento relativamente rápido.

Para cada composição de aço existe uma taxa de resfriamento crítico e se a taxa de

resfriamento escolhida excede o valor crítico do metal de solda, estruturas duras de

martensita podem se desenvolver e então existe um grande risco de fraturas sobre a

influência das tensões térmicas na presença de hidrogênio (Tsai, 1993). O pré-

aquecimento da junta a ser soldada é uma maneira de reduzir a taxa de resfriamento

do metal. A temperatura de pré-aquecimento pode variar de 50°C a 540°C, sendo

mais comumente aplicada na faixa de 150°C a 200°C.

Durante a soldagem de aços de alto carbono ou de alta liga existe o perigo de

que o depósito de solda e a zona termicamente afetada contenham altos percentuais

de martensita, um constituinte duro do aço. Tais soldas possuem alta dureza e baixa

ductilidade e podem mesmo vir a trincar durante o resfriamento (AWS, 1987). O

objetivo do pré-aquecimento (e também do pós-aquecimento) é manter o teor de

martensita da solda a um nível mínimo. De ambos os tratamentos resultam melhor

ductilidade, baixa dureza e menor probabilidade de fissuração durante o

resfriamento (Keehan, 2006).

A martensita pode formar-se durante o resfriamento da solda e da zona

termicamente afetada. A quantidade de martensita formada pode ser limitada

reduzindo-se a taxa de resfriamento da solda. O pré-aquecimento aumenta a

temperatura do metal adjacente à solda, de tal modo que o gradiente de temperatura

(isto é, a diferença de temperatura) entre a solda e sua vizinhança fique reduzido. O

resultado é que a zona de soldagem aquecida resfria-se mais lentamente, visto que

a taxa de resfriamento é diretamente proporcional ao gradiente de temperatura entre

as massas quente e fria.

Em resumo, o pré-aquecimento reduz o risco de trincas induzidas por

hidrogênio; as tensões de contração e a dureza na zona termicamente afetada

(ZTA).

Se esses tratamentos térmicos devem ou não ser aplicados depende da

temperabilidade do metal a ser soldado. Se corpos de prova soldados sem

tratamento apresentarem baixa ductilidade ou dureza muito alta, é indicativo da

necessidade de pré-aquecimento ou pós-aquecimento. Além da composição

química, a rigidez da junta a ser soldada e o processo de soldagem também

influencia na necessidade de se realizar um pré-aquecimento. Sob o mesmo aporte

térmico (heat-input), processos de soldagem diferentes podem exigir diferentes

temperaturas de pré-aquecimento para evitar problemas de soldagem (Atkins, 2002).

A necessidade do pré-aquecimento aumenta com os seguintes fatores: teor

de carbono e de elementos de liga do material de base; tamanho da peça;

temperatura inicial; velocidade de soldagem e diâmetro do consumível.

A composição do material de base deve ser conhecida para se escolher a

temperatura de pré-aquecimento correta, pois ela é controlada por dois principais

fatores: o teor de carbono e o teor de ligas do material de base.

Basicamente quanto maior for o teor de carbono do material de base, maior

será a temperatura de pré-aquecimento requerida. Esse raciocínio se aplica também

ao teor de ligas, mas em um grau levemente menor.

Um método simples para determinar a necessidade de pré-aquecimento de

uma solda é o do carbono equivalente (CE). A temperabilidade de um aço está

relacionada ao seu teor de carbono acrescido dos teores de certos elementos de

liga. Quanto maior for o carbono equivalente maior será a temperatura de pré-

aquecimento requerida.

Outros fatores importantes para se determinar a temperatura de pré-

aquecimento são a espessura e o tamanho do componente. A temperatura de pré-

aquecimento aumenta com o tamanho e a espessura do componente. Também

devemos considerar no cálculo do carbono equivalente, fatores como difusibilidade

do hidrogênio no metal de solda, aporte térmico, tensão residual e a restrição da

junta (Yurioka, 1994).

Para o cálculo do carbono equivalente determina-se o teor aproximado de

outros elementos de liga que produzem a mesma dureza que 1% de carbono.

Então o carbono equivalente (CE), que é uma indicação da temperabilidade,

pode ser calculado pela Equação 1(Lincoln, 2000).

CE = %C + [(%Mn + %Si)/6] + [(%Cr + %Mo)/5] +[(%Ni + %Cu)/15] (1)

Quando o carbono equivalente calculado por esta fórmula excede 0,4, é

recomendável que o metal de base seja pré-aquecido na faixa de 93 à 204 °C. Se o

CE excede 0,6, a faixa de pré-aquecimento precisa ser aumentada para 204 à 371

°C. Existem muitas diferentes fórmulas para o cálculo de CE que devem ser

cuidadosamente estudadas para cada aplicação. (AWS, 2000).

A espessura do metal de base pode tornar necessário o pré-aquecimento

mesmo para aços de baixo carbono. Existem vários métodos para se calcular a

temperatura de pré-aquecimento considerando também a espessura.

Alguns aços, particularmente aqueles possuindo carbono equivalente maior

que 0,45%, podem requerer, além de pré-aquecimento, pós-aquecimento. Esses

tratamentos são especialmente recomendados para a soldagem de seções

espessas. Entretanto, para a maioria dos aços carbono e de baixa liga, apenas o

pré-aquecimento é necessário de um modo geral.

O pré-aquecimento entre 120 e 150°C é geralmente empregado na soldagem

multipasses em seções de espessura maior que 25 mm para reduzir a

susceptibilidade da solda à fissuração.

Ao soldar aços dissimilares deve-se atentar-se ao fato de que as condições

de pré-aquecimento devem ser estabelecidas em função do material que apresenta

as condições mais críticas. (Avery, 1991).

Também é importante considerar que na soldagem multipasses deve ser

monitorada a temperatura interpasses, sendo que a temperatura mínima é

importante para a prevenção de defeitos como as fraturas e a máxima é importante

quanto às propriedades mecânicas obtidas (Funderburk, 1998).

O pré-aquecimento deve ser aplicado se for possível superar, do ponto de

vista metalúrgico, o efeito detrimental das tensões residuais na susceptibilidade à

trinca de juntas soldadas (Scotti, 2006).

3.2.2 - Propriedades do metal de solda.

Aporte térmico (Heat input). Na soldagem a arco elétrico, energia é

transferida do eletrodo de soldagem para o metal base através de um arco elétrico.

Quando o soldador abre o arco, o metal base e o eletrodo são diluídos para formar a

solda. Esta diluição é possível porque uma suficiente soma de energia é suprida

para o eletrodo. O aporte térmico é a medição relativa da energia transferida por

unidade de comprimento da solda. Ele é uma importante característica porque, como

o pré-aquecimento e a temperatura interpasses, ele influencia a taxa de

resfriamento, a qual pode afetar as propriedades mecânicas e metalúrgicas da solda

na zona termicamente afetada (Funderburk, 1999).Em geral a dureza da zona

termicamente afetada diminui à medida que aumentamos o aporte térmico (Eroglu,

2000).O aporte termico (expressão 2) é tipicamente calculado como a taxa de

energia (tensão x corrente), em relação a velocidade de soldagem.

1000

(2)

Sendo:

H = Aporte térmico (kJ/mm);

E = Tensão (V);

I = Corrente (A);

S = Velocidade de soldagem (mm/min).

Após a soldagem a dissipação de calor na peça ocorre principalmente por

condução, das regiões de maior temperatura para o restante do metal.

Ciclo térmico de soldagem. A variação da temperatura em diferentes pontos

da peça durante a soldagem pode ser estimada na forma de uma curva denominada

ciclo térmico de soldagem como pode ser visto na Figura 3.7. Os pontos mais

próximos da junta sofrerão uma variação de temperatura devido à passagem da

fonte de calor.

Figura 3.7 - Ciclo térmico de soldagem (Modenesi, 2004).

Essa curva apresenta os seguintes pontos importantes:

• Temperatura de pico (Tp), que é a temperatura máxima atingida no ponto.

Tp diminui com a distância ao centro da solda e indica a extensão das

regiões afetadas pelo calor de soldagem;

• Temperatura crítica (Tc), que é a temperatura mínima para ocorrer uma

alteração relevante como uma transformação de fase, por exemplo;

• Tempo de permanência (tp) acima de uma temperatura crítica (Tc), que é

o tempo em que o ponto fica submetido a temperaturas superiores a uma

temperatura crítica;

• Velocidade de resfriamento, que é definida por, (T

– T

)/∆t.

Repartição térmica. Se considerarmos o ciclo térmico de cada ponto próximo

à junta, podemos dizer que a temperatura de pico (Tp) de cada ponto varia com sua

distância ao centro do cordão de solda. Colocando na forma de um gráfico as

temperaturas de pico contra a distância ao cordão de solda obtemos uma curva

esquemática semelhante à exibida na Figura 3.8. Esta curva é conhecida como

repartição térmica.

Figura 3.8 - Repartição térmica de uma solda (Modenesi, 2004).

Os ciclos térmicos de soldagem e a repartição térmica são principalmente

dependentes dos seguintes parâmetros:

• Tipo de metal de base, relativamente a sua condutividade térmica, pois

quanto maior a condutividade térmica do metal, maior sua velocidade de

resfriamento;

• Geometria da junta, uma junta em T possui três direções para o

escoamento de calor, enquanto uma junta de topo possui apenas duas,

por isso junta em T resfria-se mais rapidamente que juntas de topo para as

mesmas condições de soldagem;

• A espessura da junta aumenta com a velocidade de resfriamento até uma

espessura limite; acima desse limite, a velocidade de resfriamento

independe da espessura;

• A velocidade de resfriamento diminui com o aumento do aporte termico e

da temperatura inicial da peça e conseqüentemente a repartição térmica

torna-se mais larga.

A estrutura do metal de solda. Em cordões de solda de aços carbono e

carbono-manganês os grãos colunares são circundados pela ferrita e

freqüentemente existem plaquetas de ferrita crescendo a partir dos contornos de

grão.

O crescimento desse tipo de microestrutura gera baixa tenacidade (Meyer,

2001), e se for necessário modificá-la o método usual é o tratamento térmico de

normalização. Entretanto, numa soldagem multipasses cada cordão de solda é

tratado termicamente pelo cordão subseqüente. O metal que é aquecido acima da

faixa de temperatura de transformação recristaliza-se em grãos equiaxiais de menor

tamanho. A profundidade até onde ocorre a recristalização depende de muitos

fatores, incluindo a temperatura interpasses, sendo rara a ocorrência de

recristalização completa.

O reaquecimento também refina a microestrutura nas partes adjacentes da

zona termicamente afetada. Uma região crítica na qual a tenacidade é desejável é o

topo da solda, visto que a última camada a ser depositada em uma solda

multipasses pode não receber o beneficiamento do tratamento da recristalização. É

preciso um planejamento cuidadoso do cordão final (ou dos cordões finais) para

assegurar que ocorra o refino dos grãos onde for necessário. Pode ocorrer perda de

tenacidade na zona termicamente afetada de aços estruturais, que está associada

com altos aportes térmicos que causam crescimento de grão e alterações

microestruturais. Sempre que a tenacidade for importante, como em estruturas que

precisam manter sua integridade a baixas temperaturas de serviço, deve ser evitada

a técnica de soldagem de largos cordões trançados, dando-se preferência à técnica

de cordões filetados conforme mostra a Figura 3.9.

(a)

(b)

(a)

(b)

Figura 3.9 - As técnicas de soldagem de (a) trançar e (b) filetar (Meyer, 2001).

A zona termicamente afetada (ZTA). Nenhuma solda por fusão pode ser

realizada sem acumular um gradiente térmico no metal de base. A difusão de calor

para o metal de base é fortemente influenciada pela temperatura da poça de fusão e

pela velocidade de soldagem. Soldagem com alta potência e alta velocidade reduz o

gradiente térmico.

Num ponto da ZTA logo além da borda da poça de fusão a temperatura

aumenta rapidamente a um nível próximo do da poça de fusão e diminui

rapidamente produzindo um efeito como o de têmpera e induzindo no aço tensões

residuais (Masubuchi, 1993).

Em aços essa região torna-se austenítica durante o aquecimento e pode

conter o constituinte duro conhecido como martensita quando se resfria. Essa região

desenvolve grãos grosseiros (região de crescimento de grão), porém um pouco mais

além, onde a temperatura não foi tão alta, entrando na faixa acima da temperatura

de transformação, mas não atingindo a região austenítica, o tamanho de grão é

menor (região de refino de grão). Mais além ainda, não há alteração no tamanho de

grão, mas o calor é suficiente para reduzir a dureza dessa região e eliminar até certo

ponto os efeitos de qualquer encruamento (região intercrítica). Efeitos metalúrgicos

similares são também observados na ZTA após cortes com aporte térmico. Em

materiais endurecíveis por solução sólida como ligas de alumínio, por exemplo, a

região próxima à poça de fusão torna-se efetivamente solubilizada por tratamento

térmico e terá sua dureza aumentada com o tempo ou com um tratamento térmico

subseqüente a baixas temperaturas, causando endurecimento por precipitação. Em

materiais que não sofrem transformação, como os aços inoxidáveis austeníticos,

nem endurecem por solução sólida, como ligas de alumínio tratáveis termicamente,

os efeitos do calor são mais simples, sendo aplicados principalmente para reduzir a

dureza e para a eliminação completa ou parcial do encruamento.

Raramente a condição de soldagem é tão simples como foi descrita acima

porque os metais de base são freqüentemente imperfeitos quando observados

detalhadamente, sendo também possível para a poça de fusão introduzir hidrogênio

na zona termicamente afetada. Esta é, portanto, uma região potencial de defeitos e

seu comportamento em um material qualquer é um aspecto importante da

consideração de soldabilidade. Soldabilidade, no entanto, é uma propriedade do

material que não pode ser definida precisamente porque varia com o processo

empregado e com a maneira como o processo é utilizado.

Materiais com soldabilidade ruim podem ser soldados satisfatoriamente desde

que seja tomado muito cuidado na seleção do consumível, no controle da soldagem

e na inspeção final. Isso freqüentemente significa muitos testes antes da produção e

naturalmente um aumento nos custos.

Defeitos na ZTA. Alguns dos defeitos que podem ocorrer na ZTA são:

fissuração por hidrogênio (designada também por fissuração sob cordão), decoesão

lamelar; trincas de reaquecimento; fissuração por corrosão sob tensão; trincas de

liquação ou microfissuração. A ZTA também pode ser considerada muito susceptível

a fratura assistida por ambientes agressivos (Strohaecker, 1989).

Fissuração da ZTA por hidrogênio. Esse tipo de fissuração pode ocorrer

nos aços e resulta da presença de hidrogênio numa microestrutura temperada

suscetível à fissuração como a martensita, aliada à tensão aplicada. Normalmente

pouco pode ser feito sobre a tensão, embora seja conhecido que juntas com

aberturas excessivas sejam mais suscetíveis à fissuração.

As medidas práticas para evitar a fissuração dependem de reduzir o

hidrogênio na poça de fusão e evitar uma ZTA endurecida. Quando a região próxima

à solda se resfria a mobilidade do hidrogênio diminui e ele tende a permanecer onde

puder causar fissuração. O nível de hidrogênio é controlado por um tipo adequado

de consumível de soldagem e pela garantia de que ele esteja seco. Eletrodos

rutílicos depositam metal de solda com teor de hidrogênio maior que eletrodos

básicos, que são os preferidos para a soldagem de aços de alta resistência e

também para juntas com espessura superior a 25 mm.

Para qualquer aço, a dureza atingida na ZTA depende diretamente da taxa de

resfriamento e quanto maior a taxa de resfriamento mais facilmente se forma

estrutura de característica frágil. Um importante fator que influencia a taxa de

resfriamento é a massa de material sendo soldada: quanto maior a espessura da

junta, maior a velocidade de resfriamento. O tipo de junta também afeta a taxa de

resfriamento devido às superfícies pelo qual o calor pode fluir. A extração do calor da

peça pode ser em regime bidimensional no caso de juntas de topo ou tridimensional

no caso de juntas em ângulo (Machado, 1998). Na junta de topo há dois caminhos.

por outro lado, numa junta em ângulo há três caminhos, de tal modo que um cordão

de solda de mesmo tamanho nessa junta resfria-se mais rapidamente como

mostrado na Figura 3.10.

Figura 3.10 - Caminhos do fluxo de calor em juntas de topo e em ângulo. (Machado,

1998)

O controle da microestrutura é alcançado principalmente de duas maneiras.

Primeiro, escolhendo um aço que tenha uma temperabilidade adequada. A

temperabilidade de um aço é determinada por seu teor de carbono e de outros

elementos de liga

Tomando-se cuidado, a fissuração na ZTA pode ser evitada, mas é um defeito

difícil de ser notado, particularmente em juntas em ângulo, onde pode aparecer na

garganta da junta, que é uma área sujeita a concentração de tensões. Como uma

alta taxa de resfriamento é um grande agente contribuinte para a fissuração por

hidrogênio, pequenos cordões de solda como pontos de solda (ou mesmo aberturas

involuntárias de arco) são sítios potenciais para a ocorrência desse fenômeno,

devendo ser tratados com o mesmo cuidado que a solda principal ou definitiva.

Trincas de reaquecimento. Esse fenômeno pode acontecer em alguns aços

de baixa liga nos contornos de grão, normalmente na região de granulação grosseira

da ZTA, após a solda ter entrado em serviço a altas temperaturas ou ter sido tratada

termicamente. As causas reais para esse fenômeno são complexas e não estão

completamente entendidas, mas o mecanismo pode envolver endurecimento no

interior dos grãos pelos formadores de carbonetos como cromo, molibdênio e

vanádio, concentrando a deformação nos contornos de grão que, se contiverem

impurezas como enxofre, fósforo, estanho, antimônio e arsênio, poderá haver

colapso nessas regiões.

Trincas de liquação. Outros possíveis defeitos na ZTA incluem trincas de

liquação causadas pela fusão de constituintes de baixo ponto de fusão presentes

nos contornos de grão, resultando em microtrincas que podem posteriormente

formar sítios de propagação de trincas maiores.

3.2.3 - Microestrutura da Zona Fundida (Aços Baixo Carbono e Baixa liga).

A microestrutura de um aço é definida pela sua composição química,

estrutura cristalina e morfologia de cada fase, as morfologias básicas são as

planares, celulares e dendríticas, sendo que a morfologia de cada fase é afetada

basicamente pela velocidade de resfriamento durante a solidificação (Lima, 2000).

Os aços com baixo teor de carbono e baixa liga, dentre eles o Aço ABNT

6655 LN28 e o SAE 8620 iniciam sua solidificação como ferrita, sendo que durante o

resfriamento a ferrita não transformada gera a formação da austenita. Em

temperaturas altas a austenita tem grande crescimento de grão (Cota, 2002) que se

apresentam colunares e grosseiros. Em temperaturas inferiores a 900 °C a austenita

pode decompor-se em uma larga variedade de micro constituintes. A austenita pode

ter alterada a sua faixa de transformação a medida que aumenta a quantidade de

Carbono (Keehan, 2005).

A microestrutura da zona fundida do metal de solda baixo carbono e baixa liga

é resultado do crescimento colunar do metal de solda solidificado, sendo

influenciada pelo estado inicial da austenita e da interação complexa de muitas

variáveis como: composição química do metal de solda, tamanho de grão austenítico

anterior (Eroglu, 1999), micro-segregações, estado de deformações, das condições

de aquecimento e resfriamento além da composição química e distribuição do

tamanho de inclusões não metálica e precipitada.

Em operações de soldagens multipasses, a microestrutura será ainda mais

complexa, sendo formada por regiões reaquecidas e alteradas pelos ciclos térmicos

dos passes seguintes e por regiões que permaneceram basicamente inalteradas. As

características desta microestrutura são fundamentais na determinação das

propriedades finais da zona fundida.

Quando as soldas são executadas em um único passe, a microestrutura da

zona fundida será composta pelos produtos da decomposição da austenita em ferrita

durante o ciclo de resfriamento contínuo, sendo que a ferrita pode assumir diferentes

morfologias e algumas de grande semelhança.

Basicamente a austenita é decomposta em ferrita, perlita e cementita,

também pode ocorrer de pequenas quantidades de austenita permanecerem

inalteradas, essa austenita é chamada de austenita retida. Também pode ocorrer na

estrutura a presença de precipitados como carbonetos, nitretos e inclusões.

Os diferentes constituintes presentes na zona fundida nem sempre são de

fácil identificação, e para facilitar essa identificação e eliminar a proliferação de

diferentes nomenclaturas o Instituto Internacional de Soldagem (IIW) desenvolveu

um sistema de classificação para os constituintes do metal de solda, baseado na sua

observação com o microscópio ótico, que se tornou o mais aceito atualmente. Os

constituintes mais comuns da zona fundida segundo a IIW podem ser classificados

em: Martensita – M, Ferrita acicular – FA, Ferrita de contorno de grão – PF(G),

Ferrita poligonal intragranular – PF(I), Ferrita com segunda fase não alinhada –

FS(NA), Ferrita com segunda fase alinhada - FS(A), Agregado ferrita-carboneto –

FC.

Martensita. Quando soldamos aços com maior teor de carbono ou de outros

elementos de liga ou em soldagens com maior velocidade de resfriamento, a

formação de ferrita pode ser parcial ou completamente suprimida, havendo a

formação de uma estrutura predominantemente martensítica na zona fundida. A

martensita se forma quando o resfriamento for rápido o suficiente de forma a evitar a

difusão do carbono, ficando o mesmo retido em solução. Como conseqüência disso,

ocorre a transformação polimórfica onde a estrutura passa de cúbico de face

centrada para tetragonal de corpo centrado (Zhu, 2005). Como a martensita não

envolve difusão, a sua formação ocorre instantaneamente (independente do tempo).

Pelo fato da transformação ser alotrópica e com aumento de volume gera-se

concentração de tensões. É uma solução sólida supersaturada de carbono e com

microestrutura em forma de agulhas, é dura e frágil (poderá atingir dureza de 63 – 67

HRc com altos teores de carbono). Na martensita todo o carbono permanece

intersticial, formando uma solução sólida de ferro supersaturado com carbono que é

capaz de transformar-se em outras estruturas por difusão quando aquecidas. A

martensita revenida é uma estrutura que pode ser obtida pelo reaquecimento da

martensita, nesse caso a dureza cai, ocorrendo a precipitação de carbonetos e seu

formato é de agulhas.

A martensita (metaestável) não é uma fase em equilíbrio nos aços e sua

formação depende da composição química e taxa de resfriamento das regiões

contendo austenita a alta temperatura, sua dureza é regida pela quantidade de

carbono (Speich, 1992), mas a temperabilidade é, também, influenciada pela

presença de elementos de liga e pelo tamanho de grão da austenita. Basicamente

podem ser formados dois tipos de martensita nos aços sendo que em aços baixo

carbono a martensita é formada em agulhas e em aços com maior quantidade de

carbono é formada em placas. Aços com média quantidade de carbono possuem

uma mistura de agulhas e placas (Benscoter, 1992).

Esta estrutura apresenta geralmente alta resistência mecânica e baixa

tenacidade, particularmente em aços com teor de carbono mais alto. Certos aços de

baixa liga, com baixo teor de carbono (em torno de 0,1%), apresentam uma alta

temperatura Ms (>300ºC). Neste caso, algum carboneto pode ser formado durante o

resfriamento, diminuindo a supersaturação de carbono na martensita. Esta forma de

constituinte (martensita autorevenida) tem uma estrutura semelhante à bainita

inferior e é considerada como tendo uma boa resistência à fratura frágil. As Figuras

3.11 e 3.12 mostram respectivamente uma estrutura martensítica e uma martensítica

revenida em aço. Estudos têm sido elaborados, apesar da dificuldade tecnológica

para obter estruturas cristalinas fundidas compostas pela chamada Bainita e

Martensita Bifásica que possuiriam boa combinação entre dureza e resistência ao

impacto (Jiang, 2005).

Figura 3.11 - Estrutura Martensítica em aço baixo carbono baixa Liga (Jiang, 2005).

Figura 3.12 – Estrutura Martensítica Revenida em aço baixo carbono baixa liga

(Jiang, 2005).

Ferrita com segunda fase alinhada - FS(A). Engloba constituintes que

tendem a apresentar uma aparência muito similar. Destacam-se uma forma de ferrita

pró-eutetóide que se forma a temperaturas mais baixas e se constitui de placas que

nucleiam nos contornos de grão da austenita e crescem ao longo de planos bem

definidos dentro destes grãos e a bainita superior. Ambos os constituintes podem

iniciar o seu crescimento diretamente do contorno de grão da austenita ou a partir de

grãos de ferrita de contorno de grão formados anteriormente.

O primeiro dos constituintes citados é freqüentemente conhecido através de

várias nomenclaturas como: placas laterais de ferrita, constituinte lamelar e ferrita de

Widmanstätten. Cresce para o interior dos grãos austeníticos, mantendo com estes

uma relação cristalográfica definida, segundo um mecanismo que pode envolver

tanto difusão como o movimento deslocativo de átomos. As regiões da austenita

entre as placas de ferrita se enriquecem de carbono durante seu crescimento e dão

origem a regiões de perlita ou de outros constituintes ricos em carbono. Esta

estrutura é favorecida por um maior tamanho de grão da austenita, por teores de

carbono intermediários (entre 0,2 e 0,4%) e, principalmente, por um super-

resfriamento, em relação à temperatura A3, maior do que o associado com a

formação do constituinte anterior. Forma grãos relativamente grosseiros que

apresentam pequena diferença de orientação cristalina entre si. Estas características

e a presença de filmes de constituintes ricos em carbono e frágeis em seus

contornos fazem com que esta forma de ferrita seja considerada de características

pouco desejadas na zona fundida de soldas que devam apresentar uma elevada

tenacidade.

Segundo Edmonds(1992), em sua pesquisa, a bainita superior se forma a

temperaturas mais baixa que a ferrita acicular, ocorrendo principalmente em soldas

com elevada velocidade de resfriamento, teor de oxigênio muito baixo ou teor de

elementos de liga muito elevado. Apresenta-se como uma série de lâminas de

ferrita, formadas a partir dos contornos de grão austeníticos, ou da ferrita de

contorno de grão, exibindo evidências de constituintes ricos em carbono entre as

lâminas e sendo muito parecida com a ferrita de Widmanstätten . Por microscopia

eletrônica, a bainita superior pode, em princípio, ser distinguida por apresentar uma

maior densidade de defeitos cristalinos (deslocações) e, em geral, uma precipitação

interna de carbonetos. A bainita superior é em geral indesejável por apresentar baixa

tenacidade.

A temperatura de transição dúctil-frágil da bainita superior é alta levando-se

em conta que a fratura por clivagem pode propagar nas películas de cementita, já a

bainita inferior que geralmente é formada a taxas de resfriamento intermediárias

(Elmer, 2004) possui uma fina dispersão de carbetos que impedem a propagação da

fratura, deformando plasticamente ao invés de fraturarem (Kobayashi, 1994).

Alguns experimentos demonstraram que bainita pode ser obtida em aços de

alto carbono, resfriando-se isotermicamente em temperaturas de 125° a 200°C

(Garcia-Mateo, 2003). Outros estudos mostraram que o aumento da quantidade de

Mn favorece o refino da microestrutura bainítica (Silva, 2002).

Ferrita acicular - (FA). É uma estrutura resultante do crescimento de agulhas

de ferrita em diferentes direções a partir de inclusões (Vishnu, 1993). É o tipo mais

freqüente de ferrita nucleada no interior dos grãos austeníticos, sendo formada a

temperaturas tão baixas quanto aquelas de formação da bainita em aços baixo

carbono e baixa liga resfriados continuamente. A ferrita acicular forma-se

intragranularmente, nucleando-se de forma heterogênea em sítios como inclusões,

precipitados e outras irregularidades nos grãos austeníticos.

Na zona fundida, a sua formação é favorecida pela presença de precipitados

e, particularmente, de numerosas inclusões resultantes da presença de oxigênio, em

geral, em teores superiores aos do metal base.

Esta forma de ferrita possui granulação muito fina e maior densidade de

deslocações que as formas anteriores. Os grãos aciculares têm espessura da ordem

de 2µm, elevada razão entre o seu comprimento e largura (entre 2 e 10) e contornos

de grão de grande ângulo. Entre os grãos, podem existir carbonetos ou outros

microconstituintes ricos em carbono. Devido ao seu pequeno tamanho de grão e

diferença de orientação cristalina entre os grãos, este constituinte é considerado o

melhor para garantir uma tenacidade elevada para o metal de solda de aço e com

limite de escoamento em torno de 500MPa.

A ferrita acicular difere morfologicamente da bainita porque ela nucleia

intragranularmente nas inclusões e por causa da dureza da colisão entre lâminas

nucleadas em inclusões adjacentes. Conclui-se que a ferrita acicular é de fato bainita

com nucleação intragranular em grãos grandes de austenita típicos de depósitos de

soldagem (Bhadeshia, 1987).

Estudos á respeito dos fatores que favorecem um aumento na formação da

ferrita acicular, chegaram à conclusão de que uma redução de superfície de

contorno de grão austenítico por unidade de volume, favorecia a formação da ferrita

acicular em detrimento da bainita, devido à redução dos locais propícios para sua

nucleação (Paris, 2004).

Agregados ferrita-carboneto – FC. Incluem a perlita, a bainita inferior e o

constituinte austenita-martensita, que se formam durante a decomposição da

austenita rica em carbono rejeitado pela ferrita transformada em elevadas

temperaturas. Para o metal de solda baixo carbono e baixa liga, esses constituintes

aparecem em pequena quantidade, e quando observados por microscopia ótica

formam áreas escurecidas na microestrutura, sendo de difícil identificação.

4 – Materiais e métodos.

4.1 – Célula de soldagem.

Para a realização deste trabalho utilizou-se uma célula de soldagem

robotizada Yaskawa Motoman ArcWorld 1000, essa célula de soldagem é composta

basicamente de um manipulador (robô), uma fonte de soldagem, um posicionador,

um conjunto cabeçote alimentador de arame, tocha de soldagem refrigerada,

unidade de refrigeração da tocha e unidade de limpeza do bocal da tocha. Essa

célula é mostrada na Figura 4.1

Figura 4.1 – Esquema da célula de soldagem robotizada ArcWorld 1000.

Foi utilizada uma fonte de soldagem do fabricante HOBART, modelo ARC

MASTER 351 conforme Figura 4.2. Essa é uma fonte de alimentação de corrente

contínua (CC) de inversão primária e que pode ser usada para processos de

soldagem de tensão constante, corrente constante e por pulsos. A saída é de 350

Ampéres/34 Volts para um ciclo de serviço de 100% para todos os modos de

operação. Na Figura 4.3 é mostrada a curva característica da fonte.

Figura 4.2 – Fonte de Soldagem Hobart ARC-MASTER 351.

Figura 4.3 – Curva característica do modo MAG da fonte Hobart ARC-

MASTER 351 – (Thermadyne, 1996).

A fonte possui 24 programas pré-estabelecidas de fábrica para uso com o

modo MIG por pulsos. As programações 1 a 12 são para o modo padrão (STD) e as

13 a 24 são para o modo AVC

Para esse trabalho foi utilizado o programa do modo padrão (STD) 3, como pode

ser visto na Tabela 4.1.

O modo AVC não é utilizado no chão de fábrica, por isso não foi analisado.

Tabela 4.1. Parâmetros utilizados na fonte de soldagem

Programação

STD

Tipo de

arame

Tamanho

arame,mm

Tpk

(mseg)

Ipk

(amps)

Bak

(volts)

Aço

médio

1,2 2,3 385 20

O manipulador utilizado foi o robô K6 Yaskawa Motoman mostrado na Figura

4.4. Esse é um robô com 6 graus de liberdade (eixos) utilizado especificamente para

os processos de soldagem, já que sua capacidade de carga é de apenas 6 kg

comportando o peso de uma tocha de soldagem. A precisão de posicionamento

desse robô é de ± 0,1 mm. A faixa de movimentação e respectiva velocidade de

deslocamento para cada eixo seriam: eixo S (340° a 110°/s), eixo L (240° a 90°/s),

eixo U (270° a 110°/s), eixo R (360° a 240°/s), eixo B (270° a 180°/s) e eixo T (400°

a 400°/s).

Figura 4.4 – Robô Motoman modelo K6.

A tocha de soldagem utilizada foi uma tocha de soldagem refrigerada a água

da marca Binzel modelo 455 D cujo ciclo de trabalho é de 400A a 100% do ciclo.

Para a refrigeração dessa tocha foi utilizada uma unidade de refrigeração

Miller modelo Coolmate 4 com capacidade máxima de refrigeração de 15.000 BTU/h

a 1,25 l/min.

A célula também era equipada com uma unidade pneumática de limpeza do

bocal da tocha. Essa unidade é composta basicamente por um cilindro equipado

com uma pequena fresa com um diâmetro externo que permite que a mesma possa

ser posicionada pelo Robô dentro do bocal da tocha, dessa maneira permite-se que

periodicamente e automaticamente elimine-se o excesso de respingos que

poderiam acumular-se no bocal da tocha.

A célula também era composta por um controlador modelo MRC. O

controlador é a unidade que viabiliza a programação e controle do Robô (“Teach-

Pendant”).O Robô é equipado com um cabeçote de alimentação de arame que pode

tracionar o arame de soldagem fornecido de duas maneiras: em barricas ou

carretéis. Para esse trabalho o consumível utilizado foi fornecido por uma única

barrica de 100 kg.

O cabeçote em questão estava configurado com roldanas lisas ideais para

trabalho com arame sólido no diâmetro de 1,2mm. Além disso, foram utilizados os

bicos de contato “Binzel” M8 CuCrZr de Ø1,2 e L= 30 mm, além do Bocal cônico

“Binzel” de Ø15,5 e L= 67,5 mm.

Essa célula possui em todo o seu contorno grades recobertas com cortinas

de luz. Na frente da célula dá-se a carga e descarga das peças através de mesa

giratória de duas posições, em soldagem de produção utiliza-se essa mesa para

que enquanto o Robô solda uma peça dentro da célula de soldagem, no lado de fora

o operador carrega uma nova peça na mesa. Ao fim do processo de soldagem, o

programa gira a mesa para descarga da peça soldada e início da soldagem da peça

que foi preparada. Nesse trabalho usou-se apenas uma posição da mesa. A frente

da célula de soldagem tem-se ao chão um tapete de segurança que impede que

ocorra o giro da mesa se houver a presença de um operador sobre o mesmo. A

célula possui uma porta de entrada a qual deve obrigatoriamente estar fechada

durante o processo de soldagem, se a mesma estiver aberta todos os movimentos

do manipulador e posicionador permanecem bloqueados.

4.2 – Dispositivo de Soldagem.

Para a realização da soldagem dos corpos de prova foi necessário fabricar

um dispositivo de soldagem básico de forma que o mesmo proporciona-se a

manutenção da posição relativa entre os corpos de prova e as coordenadas de

soldagem previamente definidas no programa de soldagem utilizado. Esse

dispositivo mostrado na Figura 4.5 é composto de uma base para apoio da

superfície inferior do corpo de prova, encostos laterais e grampos para fixação.

Figura 4.5 – Dispositivo de Soldagem.

4.3 – Forno de aquecimento.

O forno de aquecimento utilizado foi um forno da marca Brasimet com

câmara de aquecimento elétrico. O modelo do forno é o K400 com temperatura

máxima de trabalho de 1300°C, as dimensões da câmara são 400 mm de largura,

400mm de altura e 600mm de profundidade, o volume da câmera é de 96l e sua

potência instalada é de 18 kW.

4.4 – Pirômetro.

Antes e durante a soldagem dos corpos de prova foi necessário controlar

respectivamente as temperaturas de pré-aquecimento e de interpasses, para isso

utilizou-se além do forno já citado um pirômetro portátil da marca Raytek e da série

MX. Esse pirômetro tem como características medir temperaturas entre – 30°C e

900°C, podendo trabalhar em temperatura ambiente variando de 0 a 50°C. Esse

aparelho mede a intensidade da radiação infravermelha emitida pelo alvo e por

conseqüência a temperatura da superfície considerando o índice de emissividade de

cada material.

4.5 – Multímetro.

Durante os pré-ajustes dos parâmetros de soldagem foi utilizado um

multímetro calibrado para verificar se os parâmetros especificados no programa de

soldagem estavam condizentes com as saídas nos terminais da fonte de soldagem.

As leituras encontradas foram satisfatórias.

4.6 – Lixadeira.

Durante a soldagem dos corpos de prova foi utilizada uma lixadeira elétrica.

A lixadeira foi utilizada para a remoção dos defeitos encontrados entre os diversos

passes de soldagem em cada corpo de prova como mordeduras e respingos.

4.7 – Consumíveis de Soldagem.

O arame de soldagem utilizado foi um arame sólido de diâmetro 1,2 mm

fornecido em barrica de 100 Kg. A especificação do arame de soldagem usado foi a

AWS ER70 S6. Foi utilizada a mesma barrica na soldagem de todos os corpos de

prova.

O gás de soldagem utilizado foi uma mistura de 75% Argônio e 25% CO

fornecido por uma rede de gás.

4.8 – Material Base e corpos de prova.

Os corpos de prova para soldagem, num total de 09 foram compostos por

dois materiais, ou seja, cada lado da junta era composto por um tipo de material. Os

materiais eram o aço SAE 8620 e o aço ABNT 6655 LN28.

O aço ABNT 6655 LN28 possui em sua composição química, conforme NBR

6655, fornecido pelo certificado de qualidade do material, 0,22% de C, 1,2% de Mn,

0,035% de P e 0,035% de S (valores máximos) e o aço SAE 8620 possui em sua

composição química fornecido pelo certificado de qualidade do material conforme

SAE J404, 0,23% de C, 0,9% de Mn, 0,35% de Si, 0,6% de Cr, 0,7% de Ni e 0,25%

Mo.

O carbono equivalente (CE) do aço ABNT 6655 LN28 e SAE 8620 são

respectivamente 0,42 e 0,65.

De acordo com o certificado de qualidade do material, fornecido pelo

fabricante, o limite de resistência a ruptura do aço ABNT 6655 LN28 é de 410 a 560

MPa e o limite de resistência a ruptura do aço SAE 8620 é de 540 a 635 MPa. A

tenacidade esperada para os aços 6655 LN28 e SAE 8620, são respectivamente: 37

Joule e 26 Joule a -30ºC.

As dimensões da junta e do corpo de prova foram baseados na Norma AWS

D1.1(2004) no que diz respeito a qualificação do procedimento de soldagem para a

aplicação prática correspondente ao processo que está sendo estudado, no caso

um corpo de eixo de uma carreta de pulverização. As referidas dimensões são

mostradas nas Figuras 4.6 e 4.7 e todos os corpos de provas foram cortados com

serra fita.

Figura 4.6 – Dimensões do corpo de prova de soldagem.

Figura 4.7 – Dimensões da junta.

De cada corpo de prova de soldagem foram extraídos dois corpos de prova

para micrografia, conforme mostrado na Figura 4.8. No total foram realizadas 18

micrografias. Os corpos de prova para micrografias foram extraídos de maneira a

conter a junta soldada e as micrografias foram realizadas na zona de transição entre

o aço ABNT SAE 8620 e o metal de solda e as fotomicrografias foram obtidas

utilizando-se um microscópio ótico 800X LBM 014 Olympus CB.

Figura 4.8 – Corpo de prova de Micrografia.

De cada corpo de prova de soldagem foram extraídos 6 corpos de prova para

ensaio de tração, conforme mostrado na Figura 4.9. No total foram realizados 54

ensaios de tração.

Figura 4.9 – Corpo de prova para ensaio de tração.

De cada corpo de prova de soldagem foram extraídos 2 corpos de prova para

ensaio de impacto, conforme mostrado na Figura 4.10. No total foram realizados 18

ensaios de impacto. Os entalhes nos corpos de prova para ensaio de impacto

estavam dispostos na ZTA dos aços SAE 8620, sendo que sua posição era

perpendicular á direção de soldagem e na face de entrada da solda no referido

corpo de prova, determinadas através de ensaios de macrografia.

Figura 4.10 – Corpo de prova para ensaio de impacto.

Também foram extraídos 2 corpos de prova para ensaio de dureza (Hv

) em

cada corpo de prova de soldagem, foram feitas 6 medições de dureza na ZTA do

aço SAE 8620 e 6 medições de dureza na ZTA do aço 6655 LN28 para cada corpo

de prova de dureza, no total foram feitas 108 medições de dureza na ZTA do aço

SAE 8620 e 108 medições de dureza na ZTA do aço ABNT 6655 LN28, conforme

mostrado na Figura 4.11. No caso da dureza as análises estatísticas foram

realizadas em função das médias das 6 medições realizadas em cada ZTA de cada

corpo de prova de dureza, ou seja um total de 18 médias para a ZTA do aço SAE

8620 e 18 médias para a ZTA do aço ABNT 6655 LN28.

Figura 4.11 – Corpo de prova para ensaio de dureza.

4.9 – Método experimental.

Para a realização dos ensaios os nove corpos de prova foram divididos em

três grupos de três corpos de prova, sendo que cada grupo foi soldado sob três

condições diferentes de temperatura inicial: temperatura ambiente, pré-aquecimento

a 120° C e a 220° C. A operação de soldagem dos corpos de prova é mostrada na

Figura 4.12.

Figura 4.12 – Operação de soldagem dos corpos de prova.

Dentro de cada grupo de três corpos de prova, cada um deles foi soldado sob

diferentes condições de tecimento. Utilizou-se no primeiro corpo de prova o padrão

ZIGZAG, no segundo o VAIVEM e no terceiro não se utilizou do tecimento. Foi

mantido praticamente o mesmo aporte térmico para cada condição de soldagem

independente da temperatura de pré-aquecimento ou tecimento. Cada junta teve

sua soldagem efetuada em 11 passes conforme mostrado na Figura 4.13, sendo

que a cada passe era feita a leitura de temperatura com um pirômetro, conforme

mostrado na Figura 4.14.

Figura 4.13 – Seqüência de passes utilizada no processo de soldagem dos corpos

de prova.

Figura 4.14 – Medição de temperatura interpasses.

Se necessário a cada passe era utilizada uma lixadeira elétrica para eliminar

problemas de porosidade, mordedura ou respingos, como mostrado na Figura 4.15.

Figura 4.15 – Processo de eliminação de não conformidades na soldagem dos

corpos de prova.

Foi utilizado um forno elétrico para que fossem obtidas as temperaturas de

pré-aquecimento e também quando a temperatura interpasses estivesse abaixo da

temperatura de pré-aquecimento definida para o respectivo corpo de prova. A

temperatura interpasses chegava a níveis inferiores á temperatura de pré-

aquecimento justamente quando era necessário fazer retrabalhos para a eliminação

de defeitos ou em dias onde a temperatura ambiente estava baixa.

Na Figura 4.16 é mostrado um corpo de prova pronto para ser pré-aquecido.

A mesma disposição era usada para o aquecimento interpasses.

Figura 4.16 – Corpo de prova pronto para ser pré-aquecido.

Antes do início da soldagem cada corpo de prova foi devidamente

posicionado em dispositivo de soldagem construído especialmente para essa

finalidade e com o propósito de manter as posições relativas entre o corpo de prova

e a célula de soldagem. Esse arranjo é mostrado na Figura 4.17.

Figura 4.17 – Corpo de prova posicionado no dispositivo de soldagem.

Para manter a posição da junta de soldagem, soldou-se previamente na

superfície inferior de cada corpo de prova travas conforme mostrado na Figura 4.18.

Figura 4.18 – Travas do corpo de prova.

O dispositivo de soldagem também se faz necessário tendo em vista que

para a soldagem robotizada, o programa pré-definido levará o robô exatamente nas

mesmas coordenadas de soldagem definidas no programa, logo se tem que garantir

que a peças estejam sempre posicionadas no mesmo local da mesa de soldagem

cujas coordenadas estão referenciadas pelo robô, dessa forma confecciona-se o

dispositivo com referências que possam ser posicionadas sempre na mesma

coordenada da mesa de soldagem.

Durante todas as fases de soldagem foi mantido o mesmo “stick-out” e

posição da tocha (90°).

Os parâmetros e condições de soldagem utilizadas para cada corpo de

provas são os mostrados nas Tabelas de 4.2 a 4.4, sendo que os mesmos foram

previamente definidos através da soldagem de corpos de prova de ajuste os quais

foram posteriormente descartados. Na fase de ajuste escolheram-se parâmetros

que permitissem uma soldagem isenta de defeitos como mordeduras, falta de fusão

ou penetração e outros.

Tabela 4.2 – Parâmetros de soldagem utilizados com os corpos de prova

soldados à temperatura ambiente.

Tabela 4.3 – Parâmetros de soldagem utilizados com os corpos de prova

soldados à temperatura de pré-aquecimento de 120 °C.

Tabela 4.4 – Parâmetros de soldagem utilizados com os corpos de prova

soldados à temperatura de pré-aquecimento de 220 °C.

As Figuras de 4.19 a 4.21 mostram um dos corpos de prova após cada um

dos onze passes de soldagem utilizados no processo.

Figura 4.19 – Corpo de prova após a execução do primeiro passe de soldagem ou

passe de raiz.

8° passe

2° passe 4° passe

3° passe

7° passe

6° passe5° passe

10° passe

9° passe8° passe

2° passe 4° passe

3° passe

7° passe

6° passe5° passe

10° passe

9° passe

Figura 4.20 – Corpo de prova após a execução dos passes de soldagem de 2 a 10.

Figura 4.21 – Corpo de prova após a execução do 11° passe de soldagem ou

enchimento de raiz.

Após a conclusão do processo de soldagem dos corpos de prova, foram

retirados pelo processo de usinagem de cada corpo de prova soldados, 06 corpos

de prova para ensaio de tração e 02 corpos de prova para ensaio de micrografia. Os

corpos de prova para ensaio de tração e micrografia são mostrados

respectivamente nas Figuras 4.22 e 4.23.

Figura 4.22 – Corpo de prova para ensaio de tração.

Figura 4.23 – Corpo de prova para análise metalográfica.

4.10 – Ensaios de Tração.

Para os ensaios de tração foi utilizada uma máquina de ensaio de

tração universal KRATOS K-15000, conforme pode ser visto nas Figuras 4.24 e

4.25, essa máquina é equipada com uma célula de carga TM 15 TF (15000 Kgf) e

velocidades de ensaio de 0,25 a 500 mm/min com acionamento em tração ou

compressão.

Figura 4.24 – Máquina de ensaio de tração.

Neste trabalho analisaram-se apenas os resultados do limite de resistência à

tração obtida no ensaio. Essa tensão é calculada dividindo-se a força máxima

suportada pela área inicial da seção transversal do corpo de prova. É importante

observar que o limite de resistência a tração é baseado na área original da seção

transversal e um material dúctil pode ter sua seção transversal relativamente

reduzida quando a carga máxima for excedida. (Van Vlack, 1984).

Figura 4.25 – Ensaio de Tração.

4.11 – Ensaio de Impacto.

Para a realização dos ensaios de impacto foi utilizado um equipamento LBM

018 – Pêndulo de impacto 300 J (IGW RM – 204), a temperatura de ensaio foi de -

30 °C e a preparação do corpo de prova foi conforme norma ASTM E23 (10 x 10)

Charpy tipo A.

4.12 – Ensaio de dureza.

Para a realização do ensaio de dureza foi utilizado um equipamento alemão

Heckert, sendo que a dureza foi medida em Vickers (Hv

), usando um penetrador

em formato de pirâmide de 136° e carga de 5 kgf. A localização das medições já

foram mostradas na Figura 4.11.

4.13 – Tratamentos Estatísticos.

Para fazer a análise estatística dos ensaios de tração, impacto e

dureza, realizados conforme já foi descrito anteriormente, foi utilizado o método da

análise de variância ou comparação de várias médias.

A análise de variância foi desenvolvida pelo estatístico britânico Sir. R. A

Fisher como instrumento para a análise de experimentos agrícolas. A análise de

variância ou ANOVA é um método suficientemente poderoso para identificar

diferenças entre médias populacionais devidos á várias causas atuando

simultaneamente sobre os elementos da população (Neto, 1994).

A única limitação do método é que ele não identifica, no caso de haver

diferença significativa entre os tratamentos, quais tratamentos são diferentes entre

si, para corrigir esse fato aplicou-se o teste de Tukey (Neto, 1994) para identificar os

tratamentos com diferenças significativas. Nesse trabalho utilizaram-se as

funcionalidades do software Microsoft Excel 2003 para realizar os testes de análise

de variância.

5 – Resultados e discussão.

As Figuras de 5.1 a 5.18 mostram os resultados da micrografia entre os

metais base (SAE 8620) e adição sob as diferentes condições de pré-aquecimento e

tecimento na soldagem dos corpos de prova.

Observa-se nas Figuras de 5.1 a 5.18 uma microestrutura composta por uma

matriz com característica de bainita (região escura – seta preta) e ferrita (região

clara – seta branca). Não foi evidenciada a presença de trincas, porosidades e falta

de fusão. Também não foi evidenciada a presença da estrutura martensita.

Figura 5.1 – Micrografia A de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e

tecimento ZIGZAG.

Figura 5.2 – Micrografia B de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e

tecimento ZIGZAG.

Figura 5.3 – Micrografia A de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e

tecimento VAIVEM.

Figura 5.4 – Micrografia B de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e

tecimento VAIVEM.

Figura 5.5 – Micrografia A de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e sem

tecimento.

Figura 5.6 – Micrografia B de corpo de prova soldado a temperatura ambiente e sem

tecimento.

Figura 5.7 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e com tecimento ZIGZAG.

Figura 5.8 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e com tecimento ZIGZAG.

Figura 5.9 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e com tecimento VAIVEM.

Figura 5.10 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e com tecimento VAIVEM.

Figura 5.11 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e sem tecimento.

Figura 5.12 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C e sem tecimento.

Figura 5.13 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e com tecimento ZIGZAG.

Figura 5.14 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e com tecimento ZIGZAG.

Figura 5.15 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e com tecimento VAIVEM.

Figura 5.16 – Fotomicrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e com tecimento VAIVEM.

Figura 5.17 – Micrografia A de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e sem tecimento.

Figura 5.18 – Micrografia B de corpo de prova soldado com temperatura de pré-

aquecimento de 220°C e sem tecimento.

As Tabelas de 5.1 a 5.9 mostram os resultados dos ensaios de tração nos

corpos de prova de 01 a 09.

Tabela 5.1 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 01 – Tecimento tipo ZIGZAG sem pré-aquecimento.

Tabela 5.2 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 02 – Tecimento tipo VAIVEM sem pré-aquecimento.

Tabela 5.3 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 03 – Sem Tecimento e sem pré-aquecimento.

Tabela 5.4 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 04 – Tecimento tipo ZIGZAG e pré-aquecido a 120 °C.

Tabela 5.5 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 05 – Tecimento tipo VAIVEM e pré-aquecido a 120 °C.

Tabela 5.6 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 06 – Sem Tecimento e pré-aquecido a 120 °C.

Tabela 5.7 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 07 – Tecimento tipo ZIGZAG e pré-aquecido a 220 °C.

Tabela 5.8 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 08 – Tecimento tipo VAIVEM e pré-aquecido a 220 °C.

Tabela 5.9 – Resultados do Ensaio de Tração para o Corpo de Prova de

Soldagem 09 – Sem Tecimento e pré-aquecido a 220 °C.

Para a análise dos resultados dos ensaios de tração no que diz respeito aos

valores do limite de resistência à tração encontrados, foram utilizados métodos

estatísticos. A primeira análise feita foi uma análise global comparando-se as

médias obtidas quanto ao Limite de Resistência à Tração para os diferentes

processos de tecimento e temperaturas de pré-aquecimento. Elaborou-se a Tabela

5.10 para facilitar a análise de variância utilizando-se o software Microsoft Excel.

O processo I na tabela refere-se a soldagem com tecimento tipo ZIGZAG, o

processo II ao tecimento tipo VAIVEM e o processo III ao processo CONTÍNUO

(sem tecimento). A análise foi feita ao nível de 5% de significância e as hipóteses

adotadas foram:

Processos:

H0 – Não existe diferença significativa entre os processos.

H1 – Existe diferença significativa entre os processos.

Temperatura de pré-aquecimento:

H0 – Não existe diferença significativa entre as temperaturas.

H1 – Existe diferença significativa entre as temperaturas.

Interação entre os processos:

HO – Não existe diferença significativa entre as interações.

H1 – Existe diferença significativa entre as interações.

Tabela 5.10 – Tabela para análise de variância global.

A saída de dados fornecida pelo software é mostrada na Tabela 5.11. Nessa

Tabela podemos verificar que o valor de F para as interações é maior que F crítico,

logo podemos admitir que existe diferença significativa entre as interações (Neto,

1994). Como as interações são significativas não podemos utilizar essa saída de

dados para checar diferenças significativas entre processos ou entre temperaturas

de pré-aquecimento.

Quanto às interações, aplica-se o teste de Tukey para verificar entre quais

delas existe diferença significativa e nesse caso verifica-se que as interações que

apresentassem diferença entre si de D=2,52 poderiam ser consideradas

significativas. Do total de 36 interações possíveis, 16 foram consideradas não

significativas e 20 significativas. A maior diferença encontrada ou a mais significativa

foi na interação ao soldar utilizando o processo CONTÍNUO com temperatura de

pré-aquecimento de 120°C e 220°C. A menor diferença encontrada ou menos

significativa foi na interação ao soldar na temperatura de pré-aquecimento de 120°C

entre o processo VAIVEM e ZIGZAG.

Tabela 5.11 – Saída de dados da Análise de Variância Global.

Como foi comprovada a existência de interação, não se pode testar

globalmente a influência das classificações segundo os processos e segundo as

temperaturas de pré-aquecimento, pode-se testar os processos dentro de uma

temperatura de pré-aquecimento ou as temperaturas dentro de um processo (Neto,

1994). As Tabelas de 5.12 a 5.28 mostram respectivamente as Tabelas construídas

para facilitar a análise dos dados e as saídas de dados fornecidas pelo Microsoft

Excel, em todas as análises foi utilizado o nível de significância de 5%.

A Tabela 5.12 mostra os valores do limite de resistência à tração obtida

soldando-se com processo ZIGZAG nas temperaturas de pré-aquecimento.

Tabela 5.12 – Limite de resistência à tração no processo ZIGZAG X

temperatura de pré-aquecimento.

Da Tabela 5.13, pode-se concluir, levando-se em conta que F > Fcrítico, que

existe diferença significativa entre as médias do limite de resistência à tração

obtidas sob diferentes temperaturas de pré-aquecimento quando soldamos os

corpos de prova através do processo ZIGZAG. A maior propriedade foi obtida na

temperatura ambiente.

Tabela 5.13 – Saída de dados da Análise de Variância Processo ZIGZAG x

Temperaturas.

A Tabela 5.14 mostra os valores do limite de resistência à tração obtida

soldando-se com processo VAIVEM nas temperaturas de pré-aquecimento.

Tabela 5.14 – Limite de resistência à tração no processo VAIVEM X

temperatura de pré-aquecimento

Da Tabela 5.15, podemos concluir que não existe diferença significativa entre

as médias do limite de resistência à tração encontrada soldando-se sob diferentes

temperaturas de pré-aquecimento e utilizando-se o processo VAIVEM. Essa

conclusão é embasada no fato de F ser menor que Fcrítico.

Tabela 5.15 – Saída de dados da Análise de Variância Processo VAIVEM x

Temperaturas.

A Tabela 5.15 mostra os valores do limite de resistência á tração obtida

soldando-se com processo CONTÍNUO nas temperaturas de pré-aquecimento.

Tabela 5.16 – Limite de resistência à tração no processo CONTÍNUO X

temperatura de pré-aquecimento

Da Tabela 5.17, conclui-se que existe diferença significativa entre os

processos quando se solda no processo CONTÍNUO sob várias temperaturas de

pré-aquecimento. Os melhores resultados foram obtidos na soldagem a temperatura

de 220°C.

Tabela 5.17 – Saída de dados da Análise de Variância Processo CONTÍNUO

x Temperaturas.

A Tabela 5.18 mostra os valores do limite de resistência à tração obtida

soldando-se com temperatura ambiente nos processos.

Tabela 5.18 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura ambiente

x Processos.

Da Tabela 5.19, conclui-se que quando se soldou na temperatura ambiente,

existe diferença significativa entre os processos, sendo que os melhores resultados

foram obtidos soldando-se no processo ZIGZAG. Essa diferença é considerada

significativa, pois F > Fcrítico.

Tabela 5.19 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura

Ambiente x Processos.

A Tabela 5.20 mostra os valores do limite de resistência à tração obtida

soldando-se com temperatura 120°C nos processos.

Tabela 5.20 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura 120°C x

Processos.

Da Tabela 5.21, concluí-se que soldando com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C, existem diferenças significativas entre os processos, sendo

que os melhores resultados foram obtidos para o processo ZIGZAG. Considera-se a

diferença significativa, pois F > Fcrítico.

Tabela 5.21 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura Pré-

aquecimento 120°C x Processos.

A Tabela 5.22 mostra os valores do limite de resistência à tração obtida

soldando-se com temperatura 220°C nos processos.

Tabela 5.22 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura 220°C x

Processos.

Da Tabela 5.23, conclui-se que existem diferenças significativas entre os

processos ao soldar com temperatura de pré-aquecimento de 220°C. Os melhores

resultados foram obtidos na soldagem com o processo CONTÍNUO. As diferenças

são significativas já que F > Fcrítico.

Tabela 5.23 – Saída de dados da Análise de Variância Temperaturas Pré-

aquecimento 220°C x Processos.

Apesar dos tratamentos estatísticos e a Figura 5.19 mostrarem que existem

diferenças significativas entre as médias de tensão de ruptura obtidas nos

resultados dos ensaios de tração deve-se levar em conta que as tensões de ruptura

dos aços ABNT 6655 LN28 e SAE 8620, são respectivamente: 410 a 560 MPa (485

MPa em média) e 540 a 635 MPa (587,5 MPa em média) e que todos os corpos de

prova romperam na região do material de base composta pelo ABNT 6655 LN28, o

aspecto da fratura foi dúctil e que nenhum valor de tensão de ruptura ficou fora da

faixa esperada de tensão para o ABNT 6655 LN 28, pode-se dizer que os valores

esperados para a resistência a tração da junta são satisfatórios em todas as

interações realizadas no ensaio.

Figura 5.19 – Resumo das interações da média do Limite de Resistência à

Tração (MPa) x Temperatura.

Os resultados do ensaio de tração mostram que não houve prejuízos na

resistência a tração esperada da junta, mesmo quando não utilizamos de pré-

aquecimento, situação evidenciada pelo fato da ruptura em 100% dos corpos de

prova ter ocorrido na região composta pelo 6655 LN28, logo a resistência a tração

da junta está limitada a resistência mecânica do aço ABNT 6655 LN 28.

Perez (2007) obteve resultados próximos, soldando com corrente contínua

sem pulsação de arco, utilizando processo CONTINUO (sem tecimento) obteve-se

uma tendência de queda do limite de resistência enquanto no presente trabalho

ocorreu um ligeiro aumento do limite de resistência, principalmente para

temperatura de pré-aquecimento de 220°C. Isso pode ter ocorrido devido à

similaridade do aporte térmico, mesmas espessuras, material e junta.

Quanto ao tecimento por ZIGZAG e VAIVEM no trabalho de Perez (2007)

ocorreu uma tendência de aumento enquanto com pulsação de arco e mesmos tipos

de tecimentos ocorreu uma queda do limite de resistência. Apesar de que

estatisticamente não ocorreu significância, isso pode ser justificado que o

rompimento dos corpos de prova terem ocorrido no aço ABNT 6655 LN28 fora da

ZTA.

A Tabela 5.24 mostra os resultados obtidos nos 18 ensaios de tenacidade

feitos nos corpos de prova soldados sob diferentes temperaturas de pré-

aquecimento e tecimento, como já foi mencionado o processo “I” refere-se a

condição ZIGZAG, o processo “II” refere-se a condição VAIVEM e o processo “III” a

condição CONTÍNUO. A referida tabela também representa o arranjo de dados para

a análise de variância global dos resultados do ensaio de tenacidade sob as

diferentes condições de temperatura e processos.

Tabela 5.24 – Dados para análise de variância Global dos resultados do

ensaio de tenacidade.

A Tabela de 5.25 ilustra respectivamente a análise dos dados fornecidos pelo

Microsoft Excel, em todas as análises foi utilizado o nível de significância de 1%.

Como não foi comprovada a existência de interações, pois o valor F(4,52)

para as interações é menor do que F crítico (6,42) pode-se testar globalmente a

influência das classificações segundo os processos e segundo as temperaturas de

pré-aquecimento. (Neto, 1994). Pode-se afirmar que não foram encontradas

diferenças significativas entre o processo e a temperatura, pois F é menor do que F

crítico. Considerando-se então apenas as médias dos resultados do ensaio de

impacto em função da variação das temperaturas de pré-aquecimento, mostrou que

os melhores resultados foram obtidos à medida que se aumentaram a temperatura

de pré-aquecimento, como podemos verificar na Tabela 5.26.

Tabela 5.25 – Saída de dados para a análise de variância global dos

resultados do ensaio de tenacidade.

Tabela 5.26 – Tenacidade média em função da temperatura de pré-

aquecimento.

Pode-se visualizar através da Figura 5.20, e também considerando-se os

resultados estatísticos já apresentados, que a temperatura de pré-aquecimento

influencia positivamente os resultados de tenacidade, no processo ZIGZAG soldado

a temperatura de pré-aquecimento de 120°C e 220°C, possivelmente em função do

maior aquecimento na ZTA devido a maior proximidade do arco utilizado, obteve-se

os melhores resultados, porém é importante dizer que estatisticamente não se pode

afirmar que existem diferenças quando compara-se os processos. Essa situação fica

evidente quando se leva em conta também o valor de tenacidade obtido com o

processo contínuo utilizando-se pré-aquecimento de 220°C.

Figura 5.20 – Resumo das interações da média da Tenacidade (J) x

Temperatura.

Devido à quantidade de corpos de prova analisada e os tratamentos

estatísticos mostrarem que existem diferenças significativas entre as tenacidades

obtidas nos resultados dos testes de impacto deve-se levar em conta que a

tenacidade do aço ABNT 6655 LN28 e SAE 8620, são respectivamente: 37 Joule e

26 Joule a -30ºC e que todos os corpos de prova romperam com aspecto da fratura

dúctil, pode-se então dizer que os valores esperados para a resistência da junta são

satisfatórios em todas as interações realizadas no ensaio.

Segundo Perez (2007), obteve-se diferença significativa entre as tenacidades

em função do tipo de tecimento, à medida que aumentou-se a temperatura de pré-

aquecimento. Entretanto com pulsação de arco a energia absorvida do ensaio de

impacto foram maiores do que sem pulsação.

No que diz respeito a dureza, foram realizados ensaios prévios nos metais de

base dos corpos de prova dos referidos aços, os resultados encontrados foram de

147 Hv

para o aço ABNT 6655 LN28 e 187 Hv

para o aço SAE 8620.

A Tabela 5.27 mostra as médias obtidas nos ensaios de dureza na ZTA do

aço SAE 8620 feitos nos corpos de prova soldados sob diferentes temperaturas de

pré-aquecimento e tecimento, como já foi mencionado o processo “I” refere-se a

condição ZIGZAG, o processo “II” refere-se a condição VAIVEM e o processo “III” a

condição CONTÍNUO. Cada média foi obtida de 6 ensaios de dureza feito em cada

condição de soldagem e conforme já mostrado na Figura 4.11. A referida tabela

também representa o arranjo de dados para a análise de variância global dos

resultados do ensaio de dureza na ZTA sob as diferentes condições de temperatura

e processos.

Tabela 5.27 – Dados para análise de variância global das médias dos ensaios

de dureza na ZTA do aço SAE 8620.

A saída de dados fornecida pelo software no que diz respeito a análise de

variância dos resultados do ensaio de dureza na ZTA do aço SAE 8620 é mostrada

na Tabela 5.28. Nessa Tabela podemos verificar que o valor de F para as interações

(9,39) é maior que F crítico (3,63), logo podemos admitir que existe diferença

significativa entre as interações (Neto, 1994). Como as interações são significativas

não podemos utilizar essa saída de dados para checar diferenças significativas

entre processos ou entre temperaturas de pré-aquecimento.

Quanto as interações, aplica-se o teste de Tukey para verificar entre quais

delas existe diferença significativa e nesse caso verifica-se que as interações que

apresentassem diferença entre si de D=44,62 poderiam ser consideradas

significativas. Do total de 36 interações possíveis, 25 foram consideradas não

significativas e 11 significativas. A maior diferença encontrada ou a mais significativa

foi na interação ao soldar com o processo CONTÍNUO na temperatura ambiente e

com pré-aquecimento de 120°C. A menor diferença encontrada ou menos

significativa foi na interação ao soldar com o processo ZIGZAG e CONTÍNUO com

pré-aquecimento a 220°C.

Tabela 5.28 – Saída de dados para a análise de variância global dos

resultados do ensaio de dureza na ZTA do aço SAE 8620.

Como foi comprovada a existência de interação, não se pode testar

globalmente a influência das classificações segundo os processos e segundo as

temperaturas de pré-aquecimento, mas podem-se testar os processos dentro de

uma temperatura de pré-aquecimento ou as temperaturas dentro de um processo.

As Tabelas de 5.29 a 5.40 mostram respectivamente as Tabelas construídas

para facilitar a análise dos dados e as saídas de dados obtidos pelo programa, em

todas as análises foi utilizado o nível de significância de 5%.

A Tabela 5.29 mostra os valores da dureza na zona termicamente afetada do

aço SAE 8620 para análise de variância do Processo ZIGZAG X Temperatura de

pré-aquecimento.

Tabela 5.29 - Tabela para análise de variância do processo ZIGZAG x

Temperaturas.

Da Tabela 5.30, pode-se concluir, levando-se em conta que F < Fcrítico, que

não existe diferença significativa entre as médias de dureza obtidas sob diferentes

temperaturas de pré-aquecimento quando soldamos os corpos de prova através do

processo ZIGZAG. Os melhores resultados foram obtidos na soldagem a

temperatura de pré-aquecimento de 220°C.

Tabela 5.30 – Saída de dados da Análise de Variância do processo ZIGZAG

x Temperaturas, dureza na ZTA do aço SAE 8620.

A Tabela 5.31 mostra os valores da dureza na zona termicamente afetada do

aço SAE 8620 para análise de variância do Processo VAIVEM X Temperatura de

pré-aquecimento.

Tabela 5.31 – Tabela para análise de variância do processo VAIVEM x

Temperaturas.

Da Tabela 5.32, pode-se concluir, levando-se em conta que F > Fcrítico, que

existe diferença significativa entre as médias de dureza obtidas sob diferentes

temperaturas de pré-aquecimento quando soldamos os corpos de prova através do

processo VAIVEM. Os melhores resultados foram obtidos na soldagem a

temperatura de pré-aquecimento de 220°C.

Tabela 5.32 – Saída de dados da Análise de variância do processo VAIVEM x

Temperaturas, dureza na ZTA do aço SAE 8620.

A Tabela 5.33 mostra os valores da dureza na zona termicamente afetada do

aço SAE 8620 para análise de variância do Processo CONTINÚO X Temperatura de

pré-aquecimento.

Tabela 5.33 – Tabela para análise de variância do processo CONTÍNUO x

Temperaturas.

Da Tabela 5.34, pode-se concluir, levando-se em conta que F > Fcrítico, que

existe diferença significativa entre as médias de dureza obtidas sob diferentes

temperaturas de pré-aquecimento quando soldamos os corpos de prova através do

processo CONTÍNUO. Os melhor resultados foram obtidos na soldagem a

temperatura de pré-aquecimento de 220°C.

Tabela 5.34 – Saída de dados da Análise de variância do processo

CONTÍNUO x Temperaturas, dureza na ZTA do aço SAE 8620.

A Tabela 5.35 mostra os valores da dureza na zona termicamente afetada do

aço SAE 8620 para análise de variância da Temperatura ambiente X Processos.

Tabela 5.35 – Tabela para análise de variância da Temperatura ambiente X

Processos.

Da Tabela 5.36, conclui-se que quando solda-se a temperatura ambiente, não

existe diferença significativa entre os processos já que F < Fcrítico.

Tabela 5.36 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura

Ambiente x Processos, dureza na ZTA do aço SAE 8620.

A Tabela 5.37 mostra os valores da dureza na zona termicamente afetada do

aço SAE 8620 para análise de variância da Temperatura 120°C X Processos.

Tabela 5.37 – Tabela para análise de variância da Temperatura 120°C X

Processos.

Da Tabela 5.38, conclui-se que se solde com temperatura de pré-

aquecimento de 120°C, existem diferenças significativas entre os processos, sendo

que os melhores resultados foram obtidos para o processo CONTÍNUO. Considera-

se a diferença significativa, pois F > Fcrítico.

Tabela 5.38 – Saída de dados da Análise de Variância Temperatura Pré-

aquecimento de 120°C x Processos, dureza na ZTA do aço SAE 8620.

A Tabela 5.39 mostra os valores da dureza na zona termicamente afetada do

aço SAE 8620 para análise de variância da Temperatura 220°C X Processos.

Tabela 5.39 – Tabela para análise de variância da Temperatura 220°C X

Processos.

Da Tabela 5.40, conclui-se que não existe diferença significativa entre os

processos ao soldar com temperatura de pré-aquecimento de 220°C, já que F <

Fcrítico.

Tabela 5.40 – Saída de dados da Análise de Variância Temperaturas Pré-

aquecimento 220°C x Processos, dureza na ZTA do aço SAE 8620.

Como pode ser visualizado na Figura 5.21 e conforme resultados estatísticos

já apresentados, a diferença mais significativa foi encontrada ao soldar-se com

processos CONTINUO na temperatura ambiente e com pré-aquecimento de 120°C.

O aço SAE 8620, por tratar-se de um aço baixa liga apresenta susceptibilidade a

endurecimento em função das altas velocidades de resfriamento encontrados no

processo de soldagem, nesse caso supõe-se que o aporte de calor provocado em

cada lado da junta pelo processo ZIGZAG somado ao pré-aquecimento de 120°C

não seja suficiente para diminuir as taxas de resfriamento a ponto de evitar a

diminuição da dureza na ZTA do aço SAE 8620, comparando-se aos outros dois

processos.

Figura 5.21 – Resumo das interações da média Dureza do aço SAE 8620

(Hv

) x Temperatura.

Apesar dos tratamentos estatísticos mostrarem que existem diferenças

significativas entre as médias de dureza obtidas nos resultados dos ensaios de

dureza na ZTA do aço SAE 8620, quando se analisa as interações, a variação da

temperatura dentro dos processos VAIVEM e CONTÍNUO e a variação dos

processos dentro da temperatura de pré-aquecimento de 120 °C, não se pode

concluir que os resultados de dureza influenciaram negativamente a resistência

mecânica da junta, tendo em vista que os resultados dos ensaios de tenacidade,

tração e micrografia não mostraram resultados negativos.

Segundo Perez (2007), soldando-se com corrente contínua, obtve-se

variação da temperatura dentro do processo ZIGZAG e variação da temperatura de

pré-aquecimento de 120°C, com valores de dureza superior utilizando corrente sem

pulsação. Tal ocorrência pode ser devido à corrente pulsada possuir melhor controle

de energia introduzida.

A Tabela 5.41 mostra as médias obtidas nos ensaios de dureza na ZTA do

aço ABNT 6655 LN 28 feitos nos corpos de prova soldados sob diferentes

temperaturas de pré-aquecimento e tecimento, como já foi mencionado o processo

“I” refere-se a condição ZIGZAG, o processo “II” refere-se a condição VAIVEM e o

processo “III” a condição CONTÍNUO. Cada média foi obtida de 6 ensaios de dureza

feito em cada condição de soldagem e conforme já mostrado na Figura 4.11. A

referida tabela também representa o arranjo de dados para a análise de variância

global dos resultados do ensaio de dureza na ZTA sob as diferentes condições de

temperatura e processos.

Tabela 5.41 – Dados para análise de variância global das médias dos ensaios

de dureza (Hv

) na ZTA do aço LN 28.

Como conforme mostrado na Tabela 5.42, não foi comprovada a existência

de interações, pois o valor F(0,80) para as interações é menor do que F crítico

(3,63) pode-se testar globalmente a influência das classificações segundo os

processos e segundo as temperaturas de pré-aquecimento. (Neto, 1994). Nesse

caso constatou-se que o processo e a temperatura não é uma fonte de variação

significativa, pois F de processo (0,51) é menor do que F crítico de processo (4,25)

e F de temperatura (1,75) é menor do que F crítico de temperatura(4,25).

Considerando-se então apenas as médias dos resultados do ensaio de dureza na

ZTA do aço 6655 LN 28 em função da variação dos processos, mostramos que os

melhores resultados foram obtidos soldando-se no processo VAIVEM, como

podemos verificar na Tabela 5.43.

Tabela 5.42 – Saída de dados para a análise de variância global dos

resultados do ensaio de dureza na ZTA do aço LN 28.

Tabela 5.43 – Dureza média na ZTA do aço LN 28 em função dos processos.

Apesar dos tratamentos estatísticos mostrarem que não existem diferenças

significativas entre as médias de dureza obtidas nos resultados dos ensaios de

dureza na ZTA do aço LN 28, não podemos concluir que os resultados de dureza

influenciaram negativamente na integridade à resistência mecânica da junta, tendo

em vista que os resultados dos ensaios de tração não mostraram resultados

negativos.

Visualiza-se a Figura 5.22 e comprova-se através de resultados estatísticos

que a temperatura de pré-aquecimento não afeta significativamente a dureza da

ZTA do aço ABNT 6655 LN28, esse fato pode ocorrer devido ao aço em questão ser

um aço comum ao carbono e não suscetível a endurecimento devido a altas

velocidades de resfriamento provocado pelo processo de soldagem.

Pode-se concluir que os resultados de dureza não influenciaram

negativamente a resistência mecânica da junta, tendo em vista que os resultados

dos ensaios de tração não mostraram resultados negativos.

Figura 5.22 – Resumo das interações da média Dureza do aço LN28 (Hv

) x

Temperatura.

6 – Conclusões.

Utilizando-se as condições de soldagem descritas nesse trabalho chegou-se as

seguintes conclusões:

1. Na soldagem MAG robotizada dissimilar dos aços SAE 8620 e ABNT 6655 LN28

houve, segundo resultados estatísticos, diferenças significativas entre os

processos de soldagem (condições de tecimento) no que diz respeito aos

resultados do ensaio de tração, porém essas diferenças não influenciaram no

resultado esperado para a resistência mecânica da junta. Esse resultado também

leva a esperar que em situações de soldagem manual as variações no processo

de tecimento devido à habilidade do soldador, normalmente utilizadas no chão de

fábrica, não implicariam em problemas de qualidade na soldagem dos

componentes em questão.

2. Existem diferenças estatísticas significativas entre a soldagem a temperatura

ambiente e as soldagens realizadas com pré-aquecimento e controle da

temperatura interpasses no que diz respeito aos resultados do ensaio de tração,

porém os resultados de micrografia da zona termicamente afetada que faz

interface com o aço SAE 8620 apresentou em todos os corpos de prova uma

estrutura isenta de martensita e composta basicamente de bainita e ferrita.

3. Não existem diferenças estatísticas significativas entre a soldagem a temperatura

ambiente e as soldagens realizadas com pré-aquecimento e controle da

temperatura interpasses no que diz respeito aos resultados do ensaio de

tenacidade na análise global das interações, comprovando o item anterior.

4. Os valores de dureza obtidos na ZTA dos aços SAE 8620 e LN28 na análise

global tiveram diferenças significativas apenas no aço SAE 8620, porém esses

resultados não afetaram negativamente a resistência da junta já que a variação

encontrada é compatível com os valores encontrados para os respectivos metais

de base.

5. Recomenda-se soldar o objeto de estudo na condição de soldagem VAIVEM e na

temperatura ambiente (sem pré-aquecimento).

7 – Trabalhos futuros.

1. Um estudo sobre a influência do processo GMAW e PULSADO, FCAW

e alma metálica, temperatura de pré-aquecimento e tecimento na

microestrutura e resistência da junta na soldagem robotizada de aços SAE

8620 e ABNT LN28

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